otimização energética em acionamentos elétricos aplicados ... · a maioria dos sistemas de...
TRANSCRIPT
Otimização Energética em Acionamentos ElétricosAplicados a Sistemas de Bombagem Hidráulica
Jóni Martins Silva
Dissertação para obtenção do Grau de Mestre em
Engenharia Eletrotécnica e de Computadores
Orientadores: Prof.a Helena Margarida Machado da Silva Ramos eProf. Paulo José da Costa Branco
Júri
Presidente: Prof. Rui Manuel Gameiro de CastroOrientador: Prof. Paulo José da Costa BrancoVogal: Prof. Mário Rui Melício da Conceição
Maio 2017
A única fonte de conhecimento é a experiência.Albert Einstein
Resumo
Eficiência energética é um conceito que cada vez mais nos acompanha. A procura por equipamen-
tos mais eficientes ou a melhoria dos existentes é cada vez mais importante, como forma de poupança
energética e económica, desde o consumo industrial ao doméstico. A maior fatia de consumo energé-
tico deve-se aos motores em funcionamento.
A maioria dos sistemas de bombagem hidráulica requerem bombas e motores a funcionar durante
largos períodos de tempo, resultando, normalmente, num arranque constante e operação a velocidade
fixa, se alimentados diretamente da rede de energia elétrica. A bombagem, seja de que tipo de fluido
for, necessita de caudal e pressão consoante as condições de funcionamento. O motor de indução e,
consequentemente, a bomba a rodar a diversas velocidades permitem diferentes caudais e alturas de
elevação.
O foco desta dissertação baseia-se no estudo da possibilidade do aumento da eficiência e poupança
energéticas, por utilização de um conversor eletrónico de potência que irá permitir o funcionamento das
bombas a diferentes frequências que não apenas a da rede. Estudam-se diferentes metodologias
de estimação do rendimento dos motores de indução, para que seja possível compará-los para as
diferentes cargas, velocidades e com o motor de indução associado ou não com um conversor eletrónico
de potência que permita obter uma caraterística de velocidade variável.
De todos as metodologias de estimativa do rendimento do motor de indução, evidencia-se a que
possibilita uma avaliação in loco da eficiência elétrica e da sua carga, sem necessidade de interromper
o seu funcionamento normal.
Palavras Chave
Motor de indução; Conversor eletrónico de potência; Comando V/f de velocidade; Eficiência energé-
tica; Bombagem hidráulica.
iii
Abstract
Energy efficiency is a concept that we all have heard of. The search for more efficient equipment
or even the improvement of existing ones is increasingly important as a form of energy and economic
savings, from the big industry to our homes. The largest share of energy consumption is due to running
motors.
The majority of hydraulic pumping systems require pumps and motors to run for extended periods of
time, resulting in, some cases, a constant starting-stop of the motor and only operates at fixed speed, if
fed directly from the electric power grid. Pumping any kind of fluid requires flow and pressure depending
on the operating conditions. The induction motor, and hence the pump, running at different speeds allow
different flow rates and lift heights.
The focus of this thesis is based on the study of the possibility of increasing efficiency and energy
savings by using an electronic power converter that will allow pumps to run at different frequencies than
just the grid’s. Different methodologies for efficiency estimation of the induction motor are studied so
that they can be compared for different loads, speeds and with the motor associated or not to a power
converter to achieve a variable speed characteristic.
From all tested methodologies to motor efficiency estimation, one puts in evidence that method that
makes it possible to carry out an on-site evaluation of the electric efficiency and the load of the induction
motor without interrupting its normal operation.
Keywords
Induction motor; Electronic power converter; V/f speed command; Energy efficiency; Hydraulic
pumping.
v
Agradecimentos
Em primeiro lugar, agradeço ao Professor Paulo Branco por todo o apoio e confiança depositados em
mim para o desenvolvimento desta dissertação, por todo o companheirismo, amizade, disponibilidade,
compreensão e por nos dar margem para crescer enquanto alunos, investigadores e pessoas.
Um agradecimento, ainda, à Professora Helena Ramos pela disponibilidade, atenção, revisão desta
dissertação e por todas as sugestões feitas.
À Professora Didia Covas e ao seu aluno de doutoramento João Delgado, por me terem cedido um
dos seus motores e acionamento para o meu trabalho experimental e por toda a ajuda prestada.
Igualmente importante, ao meu querido pai Manuel, sonhador e lutador, pai exemplar, fonte de
inspiração e amor, cuja vida lhe foi retirada cedo de mais, sem a oportunidade de me ver concluir esta
etapa da minha vida, é por ele e para ele todo o meu trabalho, pelo seu carinho, pela sua confiança,
pela sua disponibilidade... por tudo.
À minha mãe Jacinta e à minha irmã Andreia por acreditarem em mim, investirem em mim, por me
compreenderem e ouvirem nos momentos difíceis e por estarem sempre presentes, mesmo estando
longe. É por elas e para elas todo o meu trabalho.
À minha sobrinha e afilhada Amanda.
Ao Ruben J., pelo ombro amigo e pela paciência ao longo destes vários meses.
Ao Francisco D., colega e amigo, pela ajuda constante e companhia diária.
Ao Ricardo C., por ser quem e como é na minha vida.
À Alexandra F., amiga e confidente.
Por fim, sem querer esquecer todos os que contribuiram de alguma forma para a concretização
e término desta dissertação: técnicos de laboratório, restantes colegas, amigos e familiares, o meu
sincero obrigado.
vii
Conteúdo
1 Introdução 1
1.1 Motivação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.2 Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.3 Estrutura da dissertação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
2 Sistemas de bombagem hidráulica 5
2.1 Bomba centrífuga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 6
2.2 Motor de indução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 9
2.3 Conversor de tensão + comando V/f de velocidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12
2.4 Eficiência Energética . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
3 Metodologias para a determinação do rendimento do motor de indução 19
3.1 Ligação direta à rede elétrica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
3.1.1 Método 1 - Circuito equivalente . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
3.1.2 Método 2 - Potência mecânica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
3.1.3 Método 3 - Fator de carga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
3.2 Associação com um conversor eletrónico de potência com comando escalar de veloci-
dade ou V/f . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
4 Ensaios laboratoriais 27
4.1 Descrição . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
4.2 Determinação dos parâmetros em regime permanente do circuito equivalente do motor
de indução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
4.3 Caraterização da eficiência energética do acionamento elétrico . . . . . . . . . . . . . . . 37
5 Caso de estudo e discussão de resultados 39
5.1 Bombas hidráulicas no IST (Campus da Alameda) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
5.2 Resultados obtidos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
6 Conclusões e trabalho futuro 61
6.1 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62
6.2 Trabalho Futuro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
ix
Bibliografia 67
Apêndice A Transdutor de corrente LA 25-NP A-1
Apêndice B Transdutor de tensão LV 25-P B-1
Apêndice C Bomba e motor de indução Grundfos C-1
Apêndice D Altivar 31HU55N4 D-1
Apêndice E Equipamento utilizado nas experiências laboratoriais E-1
x
Lista de Figuras
2.1 Representação esquemática de uma bomba centrífuga (adaptado de [1]). . . . . . . . . . 6
2.2 Corte numa bomba centrífuga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
2.3 Representação esquemática dos tipos de bomba (adaptado de [2]). . . . . . . . . . . . . 7
2.4 Caudal e altura para os diferentes tipos de bomba centrífuga (adaptado de [2]). . . . . . . 8
2.5 Curva caraterística de uma bomba para diferentes velocidades (adaptado de [3]). . . . . 9
2.6 Motor de indução. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.7 Curva caraterística da velocidade de rotação do MI em função do binário (adaptado de [4]). 11
2.8 Distribuição típica de perdas num MI (adaptado de [5]). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2.9 Circuito equivalente do MI. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 12
2.10 Circuito representativo de um conversor de tensão. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 13
2.11 I - Tensão trifásica da rede; II - Tensão da rede retificada (adaptado de [6]). . . . . . . . . 13
2.12 Exemplo da tensão de alimentação do MI para diferentes frequências, à saída do conver-
sor eletrónico de potência (adaptado de [7]). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 14
2.13 Custos de energia comparados com os custos de um conversor eletrónico de potência
(adaptado de [8]). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.14 Consumo energético mundial e dos países europeus da OCDE. . . . . . . . . . . . . . . 16
2.15 Acionamento eletromecânico de velocidade variável [9]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 18
3.1 Discrepância de resultados sob diferentes normas [5]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 20
3.2 Relação entre potência ativa P , reativa Q, aparente S e desfasagem ϕ. . . . . . . . . . . 21
3.3 Circuito equivalente do MI simplificado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 22
4.1 Motor de indução Grundfos de 3 kW. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
4.2 Conversor eletrónico de potência Altivar 31 (modelo HU55N4). . . . . . . . . . . . . . . . 28
4.3 Representação esquemática da montagem laboratorial: A - Máquina de corrente contí-
nua; B - Sensor de binário; C - Sensor de velocidade; D - Motor de indução. . . . . . . . . 29
4.4 Máquina de corrente contínua. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
4.5 Tensão e corrente de uma fase do MI em vazio, com a MCC desacoplada. . . . . . . . . 31
4.6 Circuito equivalente do MI, para os ensaios em vazio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31
4.7 Potência instantânea em vazio, com a MCC desacoplada. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
4.8 Percentagem da harmónica h de corrente em relação à fundamental, no ensaio em vazio. 33
4.9 Percentagem da harmónica h de tensão em relação à fundamental, no ensaio em vazio. 33
xi
4.10 Tensão e corrente de uma fase do MI à carga máxima. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 34
4.11 Potência instantânea em carga máxima. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
4.12 Percentagem da harmónica h de corrente em relação à fundamental, no ensaio em carga
máxima. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
4.13 Percentagem da harmónica h de tensão em relação à fundamental, no ensaio em carga
máxima. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
4.14 Parâmetros do CE do MI simplificado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 37
4.15 Resultados do comando V/f de velocidade obtidos experimentalmente. . . . . . . . . . . 38
5.1 Eficiência dos motores de indução das bombas analisadas no Campus da Alameda. . . . 41
5.2 Curvas de binário vs eficiência do MI para os diferentes métodos, comparadas com a do
fornecedor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
5.3 Potência ativa de entrada do conversor eletrónico de potência, para cada situação de
carga e frequência. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
5.4 Potência dissipada na MCC, para cada situação de carga e frequência. . . . . . . . . . . 48
5.5 Rendimento da MCC, para cada velocidade e carga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
5.6 Rendimento da MCC, para as várias cargas e frequências testadas. . . . . . . . . . . . . 50
5.7 Rendimento do conjunto MI, conversor e MCC, para cada velocidade e carga. . . . . . . 51
5.8 Rendimento do conjunto MI, conversor e MCC, para as várias cargas e frequências tes-
tadas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51
5.9 Rendimento do conversor e do MI, para cada velocidade e carga. . . . . . . . . . . . . . 52
5.10 Rendimento do conjunto conversor e MI, para as várias cargas e frequências testadas. . 53
5.11 Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo
dados do conversor de 10 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
5.12 Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo
dados do conversor de 5 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.13 Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de
5 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
5.14 Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de
10 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
5.15 Temperatura do MI para ensaio com o AT e o conversor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58
5.16 Binários disponíveis para os ensaios com o AT e o conversor. . . . . . . . . . . . . . . . . 59
E.1 Autotransformador. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-2
E.2 Carga resistiva com ventoinha para maior fluxo de ar. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-2
E.3 Osciloscópio. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-2
E.4 Sonda de corrente. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-3
E.5 Transformador de tensão 400 V / 20 V. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-3
E.6 Multímetro. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-3
E.7 Sensor de velocidade. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-4
xii
E.8 Pinça amperimétrica. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-4
E.9 Fonte para excitação da MCC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-4
E.10 Fonte de alimentação dos transdutores de tensão e corrente. . . . . . . . . . . . . . . . . E-5
E.11 Sensor de corrente. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-5
E.12 Sensor de tensão. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . E-6
E.13 Dispositivo de aquisição de dados da National Instruments. . . . . . . . . . . . . . . . . . E-6
xiii
Lista de Tabelas
4.1 Valores nominais da MCC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
4.2 Valores nominais do MI. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 29
4.3 Valores nominais do conversor eletrónico de potência. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30
5.1 Valores nominais dos motores de indução das bombas analisadas no Campus da Alameda. 40
5.2 Resultados para os motores de indução das diferentes bombas analisadas no Campus
da Alameda. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41
5.3 Fatores por escalão de faturação de energia reativa [10]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
5.4 Resumo de resultados do MI alimentado pelo AT. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
5.5 Velocidade e escorregamento do MI nos ensaios com o AT. . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
5.6 Eficiências do MI, para diferentes situações de carga. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 44
5.7 Erro relativo entre as eficiências dos vários métodos e a do fornecedor. . . . . . . . . . . 45
5.8 Comparação entre o binário estimado e medido. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 45
5.9 Potência ativa de entrada do conversor eletrónico de potência, para cada situação de
carga e frequência. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46
5.10 Potência de excitação da MCC, para cada situação de carga e frequência. . . . . . . . . 47
5.11 Perdas de atrito e no ferro na MCC, para as diferentes frequências testadas. . . . . . . . 47
5.12 Perdas de Joule na MCC, para as diferentes cargas e frequências testadas. . . . . . . . . 47
5.13 Potência dissipada na MCC, para cada situação de carga e frequência. . . . . . . . . . . 48
5.14 Rendimento da MCC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 49
5.15 Rendimento do conjunto MI, conversor e MCC, para as várias cargas e frequências tes-
tadas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50
5.16 Rendimento do conjunto MI e conversor, para as diferentes frequências e cargas. . . . . 52
5.17 Rendimento do conversor para diferentes gamas de potência e várias cargas (adaptado
de [11]). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53
5.18 Carga do conversor para as diferentes velocidades e cargas (do MI) testadas. . . . . . . 54
5.19 Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo
dados do conversor de 10 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 54
5.20 Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo
dados do conversor de 5 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
xv
5.21 Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de
5 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56
5.22 Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de
10 HP. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
5.23 Binário para cada situação de carga e velocidade. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
xvi
Lista de Acrónimos
AT Autotransformador
CA Corrente alternada
CC Corrente contínua
CE Circuito equivalente
CEMEP European Committee of Manufacturers of Electrical Machines and Power Electronics
EIA Energy Information Administration
FFT Fast Fourier Transform
IEC International Electrotechnical Commission
IEEE Institute of Electrical and Electronics Engineers
IST Instituto Superior Técnico
IGBT Insulated Gate Bipolar Transistor
MCC Máquina de corrente contínua
MI Motor de indução
OCDE Organização para a Cooperação e Desenvolvimento Económico
xvii
Lista de Símbolos
Símbolo Descrição Unidades SI
A Unidade de área m2
B Campo magnético TBmax Campo magnético máximo Tcosϕj Fator de potência da fase j, j=1,2,3 –cosϕtotal Fator de potência total do MI –f Frequência Hzfc Fator de carga –g Aceleração gravítica m/s2
D Caudal m3/sH Altura manométrica mHfr Perda de carga na linha de bombagem mHfs Perda de carga na sucção mHr Altura estática que se pretende bombar o fluido mHs Altura estática de sucção mIa Corrente na armadura da MCC AIc Fasor da corrente que atravessa a Rc no CE AIe Fasor da corrente do estator referente ao CE Aij(t) Corrente na fase j, j=1,2,3 Aim Corrente de magnetização AIr Corrente do rotor referente ao CE AIdiss Corrente nas resistências de dissipação AIe Amplitude da corrente de uma fase do estator no CE AIexc Corrente de excitação da MCC AIs Corrente no secundário dos transdutores ALe Indutância do estator HLm Indutância de magnetização HLr Indutância do rotor Hn Número de espiras –N Velocidade de rotação da bomba e/ou do motor rpmNs Velocidade de sincronismo rpmP Potência ativa WPatrito Potência de perdas de atrito da MCC WP b Potência útil de entrada na bomba WPh Potência hidraúlica WPdiss Potência dissipada WPFe Potência de perdas no ferro da MCC WPin Potência elétrica consumida WPinstj Potência instantânea na fase j, j=1,2,3 WPj Potência ativa na fase j, j=1,2,3 WPJoule Potência de perdas de Joule da MCC WPmec Potência mecânica WPn Potência nominal do MI Wpp Número de pares de polos do MI –Pperdas Potência de perdas do MI WPMCCperdas Potência de perdas da MCC W
xix
Símbolo Descrição Unidades SI
Protor Potência à entrada do rotor do MI WPtotal Potência ativa total WQ Potência reativa WQj Potência reativa na fase j, j=1,2,3 VArQtotal Potência reativa total VArra Resistência da armadura da MCC ΩRc Resistência de perdas no ferro do MI ΩRe Resistência de um enrolamento do estator do MI ΩRr Resistência de um enrolamento do rotor do MI Ωs Escorregamento –Sj Potência aparente na fase j, j=1,2,3 VAStotal Potência aparente total VAt Tempo sT Binário Nmu Sinal sinusoidal de tensão VU Amplitude do sinal sinusoidal de tensão VV Tensão VVin Fasor de tensão de uma fase referente ao CE Vvj(t) Tensão simples na fase j, j=1,2,3 VV2 Fasor de tensão do ramo de magnetização no CE VVdiss Tensão nas resistências de dissipação VVexc Tensão de excitação da MCC Vγ Peso volúmico N/m3
ε Erro relativo %η Rendimento do MI %ηAT Valor do rendimento do MI obtido com o AT %ηMCC Rendimento da MCC %ηV/f Valor do rendimento do MI obtido com o conversor %ηconjunto Rendimento do conjunto conversor, MI e MCC %ηconversor Rendimento do conversor %ηexperimental Valor experimental do rendimento %ηfornecedor Valor teórico do fornecedor do rendimento %ρ Densidade volumétrica do fluido kg/m3
φ Fluxo magnético Wbϕim Fase da corrente de magnetização radϕj Desfasagem entre tensão e corrente da fase j, j=1,2,3 radϕtotal Desfasagem entre tensão e corrente total do MI radϕV2
Fase da tensão do ramo magnetização radω Velocidade angular de rotação do MI ou da bomba rad/sωs Velocidade angular de sincronismo rad/sωN Velocidade angular nominal do MI rad/s
xx
1Introdução
Conteúdos1.1 Motivação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.2 Objetivos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21.3 Estrutura da dissertação . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 3
1
1.1 Motivação
Numa era em que a procura pela utilização de energias verdes e amigas do ambiente é cada vez
maior e mais exigente, o impacto ambiental provocado pela produção e consumo de energia elétrica e
os preços que se praticam atualmente são, provavelmente, um dos maiores problemas da sociedade
atual.
Seja para os consumidores básicos ou para a grande indústria, como para os produtores ou até
mesmo para as entidades governativas, é mandatório apostar em medidas e/ou regras de eficiência
energética de modo a tornar possível a redução dos elevados consumos e custos energéticos.
Não somente, mas essencialmente, na indústria, os motores elétricos acabam por ser uma das
principais fontes de consumo de eletricidade, procurando-se cada vez mais medidas de aumento de
eficiência energética, fazendo um uso racional de energia e de equipamentos disponíveis.
O aumento de eficiência energética passa por, não apenas, aumentar a eficiência dos novos motores
e sistemas que se construam de raíz, mas também alterar ou juntar outros acionamentos aos sistemas
já em funcionamento que permitam aumentar a sua eficiência.
São variadas as aplicações de motores e outros acionamentos atualmente existentes. Acabamos
por estar em constante contacto, sem nos apercebermos, de sistemas de bombagem hidráulica, mais
ou menos complexos, mais não seja na abertura de uma simples torneira, seja em nossas casas, ou
mesmo nas indústrias, escolas ou universidades, ou então de sistemas complexos usados nas grandes
centrais hidroelétricas e barragens.
Desde a necessidade de elevação de água para a agricultura, ou para consumo, o seu próprio
transporte, ou mesmo o transporte de outros líquidos ou fluidos, representam complexos sistemas, dos
quais bombas e motores de indução são dos equipamentos imprescindíveis ao seu funcionamento. A
sua utilização recorrente, sobredimensionamento (i.e. funcionamento a uma carga inferior à esperada)
e idade contribuem para um elevado consumo de eletricidade, majorando a necessidade de poupança
e adoção de medidas que contribuam para um aumento da eficiência energética dos acionamentos que
constituem todo o sistema.
1.2 Objetivos
Os principais objetivos da presente dissertação de mestrado são:
1. Avaliação e análise de uma metodologia de determinação da eficiência energética do acionamento
elétrico em tempo real aplicado a um sistema de bombagem hidráulica.
2. Caraterização em termos de eficiência elétrica do motor elétrico que aciona as bombas hidráulicas
(motor de indução) quando ligado diretamente à rede de energia elétrica. Avaliação energética da
opção: uso de um conversor eletrónico de potência, que permite um comando V/f de velocidade,
para diferentes condições de operação.
2
1.3 Estrutura da dissertação
A presente dissertação encontra-se dividida em sete capítulos, como se descrevem de seguida:
• Capítulo 1 - capítulo introdutório;
• Capítulo 2 - que descreve os sistemas de bombagem hidráulica e os seus constituintes;
• Capítulo 3 - descritivo dos diferentes métodos de determinação do rendimento do motor de indu-
ção a utilizar;
• Capítulo 4 - neste capítulo descrevem-se os ensaios laboratoriais realizados;
• Capítulo 5 - exposição de um caso de estudo onde se analisaram bombas hidráulicas no Campus
da Alameda e apresentam-se e discutem-se os resultados;
• Capítulo 6 - fazem-se conclusões e propostas de trabalho futuro.
Por fim são apresentados a Bibliografia e os Apêndices.
3
4
2Sistemas de bombagem hidráulica
Conteúdos2.1 Bomba centrífuga . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62.2 Motor de indução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 92.3 Conversor de tensão + comando V/f de velocidade . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 122.4 Eficiência Energética . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
5
Existem sistemas de bombagem hidráulica mais ou menos complexos, dependendo da aplicação e
dos seus objetivos finais.
No contexto desta dissertação, considera-se como um sistema de bombagem hidráulica o conjunto
bomba centrífuga, motor de indução MI e conversor eletrónico de potência, e as ligações entre estes.
Pretendendo analisar a influência, em termos de impacto energético, deste último equipamento na
alimentação do MI, neste capítulo, de acordo com os objetivos desta dissertação e dos instrumentos
que se pretendem estudar, descrevem-se cada um dos elementos constituintes deste sistema, assim
como uma abordagem, que acaba por ser a base de todo este trabalho, sobre eficiência energética.
2.1 Bomba centrífuga
As bombas hidráulicas surgiram com base na necessidade de transporte e elevação de água para
fins agrícolas sendo que, atualmente, são conhecidas variadas aplicações para todo o tipo de fluidos
que não apenas a água: ar condicionado e refrigeração de edifícios, abastecimento público de águas,
bombeamento de químicos e combustíveis, entre outras. Podem dividir-se em dois grandes grupos:
bombas de deslocamento positivo e bombas dinâmicas (e.g. centrífugas).
As bombas de deslocamento positivo recorrem a meios mecânicos para variar o tamanho ou mover
a câmara de fluido para que este se desloque. Por sua vez, as bombas centrífugas (Figuras 2.1 e
2.2) têm como principal função fornecer energia a um fluido de modo a elevá-lo, convertendo energia
mecânica em energia de pressão através de motores [12].
Figura 2.1: Representação esquemática de uma bomba centrífuga (adaptado de [1]).
Inventada em 1689 pelo físico Denis Papin, é simples e robusta, de construção barata, sendo atu-
almente a que mais se utiliza. É dado movimento ao fluido através de impulsores imersos, provocando
aumento da pressão, ou do fluxo, à saída da bomba.
6
Figura 2.2: Corte numa bomba centrífuga.
Podem ser de fluxo radial, axial ou misto, como esquematiza a Figura 2.3. A sua utilização irá
depender da aplicação pretendida: tendo em conta o caudal D e a altura manométrica H, além da
direção de bombagem. A Figura 2.4 representa uma distribuição típica do tipo de bomba recomendada
para um certo caudal e altura manométrica. Consoante a aplicação e objetivo finais, há que ter em
conta outros fatores: desde preço, tempo de vida útil esperado ou mesmo a robustez que se espera
que o sistema em que se encontra instalada possa apresentar, e não apenas o caudal e a altura.
Figura 2.3: Representação esquemática dos tipos de bomba (adaptado de [2]).
A altura manométrica de uma bomba é a carga total de elevação a que a bomba trabalha e é dada
pela equação (2.1)
H = −hs + hfs + hr + hfr (2.1)
onde hs representa a altura estática de sucção, hfs a perda de carga na sucção, hr a altura estática
que se pretende bombar o fluido e hfr a perda de carga na linha de bombagem [13].
É possível relacionar diferentes caudais, alturas e potências P b com a velocidade N de operação
7
Figura 2.4: Caudal e altura para os diferentes tipos de bomba centrífuga (adaptado de [2]).
das bombas recorrendo às leis de afinidade (equações (2.2)-(2.4)) [14].
DB
DA=NB
NA(2.2)
HB
HA=
(NB
NA
)2
(2.3)
P bB
P bA
=
(NB
NA
)3
(2.4)
Sendo as curvas caraterísticas das bombas as que se apresentam na Figura 2.5, as leis de afinidade
permitem, sabendo um dado caudal (ou altura ou potência) e a velocidade de rotação - A -, obter um
novo caudal (ou altura ou potência) para outra velocidade de operação - B - que se pretenda.
O rendimento de uma bomba é dado pelo quociente entre a potência à entrada - potência mecânica
Pmec - e pela potência disponível à saída - potência hidráulica Ph. A potência hidráulica pode ser
calculada pela equação (2.5)
Ph = γDH = ρgDH (2.5)
sendo γ o peso volúmico do fluido, ρ a sua densidade e g a constante de aceleração gravítica.
Para se fazer uma análise in loco e em tempo real que permita uma avaliação das bombas hidráuli-
cas (mais concretamente, do MI que as alimenta), uma vez que não tínhamos equipamento disponível
que permitisse determinar a potência hidráulica nas bombas em análise no Campus da Alameda, nem
8
Figura 2.5: Curva caraterística de uma bomba para diferentes velocidades (adaptado de [3]).
forma de obter nem medir diretamente a potência mecânica no eixo de acoplamento entre o MI e a
bomba, e sendo inexequível isolar os motores das mesmas para poder analisá-los, foi necessário re-
correr a um dos métodos de cálculo do rendimento do MI descrito no Capítulo 3.
2.2 Motor de indução
São variadas as utilizações e aplicações dos motores elétricos. Estes permitem transformar energia
elétrica em energia mecânica e, por sua vez, um gerador permite a transformação contrária, podendo
ser máquinas síncronas, de corrente contínua MCC ou de indução (ou assíncronas).
No trabalho experimental desenvolvido, o motor da bomba hidráulica testado era de indução, similar
ao que se apresenta na Figura 2.6, de rotor em gaiola e usava-se uma MCC a funcionar como gerador,
para simulação de carga.
O MI, pela sua robustez, fiabilidade e custo, é dos motores elétricos mais usados atualmente, po-
dendo ser de rotor bobinado ou em gaiola de esquilo. É também dos mais simples motores passíveis
de serem usados em sistemas de acionamento de velocidade variável [15].
É um motor trifásico, de corrente alternada, constituído por um rotor, a parte rotativa, no interior
do estator, a parte fixa, existindo entre estes um entreferro. O estator é composto por chapas finas
de aço laminado, com ranhuras onde passam os enrolamentos, envolvido por uma estrutura de ferro
ou aço. O rotor (em gaiola de esquilo), por sua vez, é constituído por barras de um material condutor
9
Figura 2.6: Motor de indução.
que se localizam diagonalmente em volta do aglomerado de chapas laminadas, curto-circuitadas nas
extremidades.
Os enrolamentos do estator, ao serem percorridos por um sistema trifásico simétrico de correntes
alternadas sinusoidais, criam um campo magnético girante. A velocidade de rotação deste campo
denomina-se, habitualmente, por velocidade de sincronismo Ns e está dependente da frequência f da
rede e do número de pares de polos pp do MI (equação (2.6)).
Ns = 60f
pp(2.6)
O campo criado atua sobre os enrolamentos do rotor induzindo uma força eletromotriz que, por sua
vez, origina correntes a circular no rotor. Inicialmente, estando o rotor parado, estas correntes irão
produzir um campo que rodará à mesma velocidade do campo magnético girante criado pelo estator,
resultando num binário inicial que fará o rotor girar, caso seja superior às forças que se opõem ao
movimento.
Este tenderá a rodar no mesmo sentido e próximo da velocidade do campo girante criado pelas
correntes que percorrem o estator. Porém, as forças de atrito fazem com que a velocidade de rotação
alcançada pelo rotor N , embora próxima, apresente um escorregamento s em relação à de sincronismo
(equação (2.7)).
s =Ns −NN
(2.7)
É, de facto, pelo rotor não girar à mesma velocidade da do campo girante que se tem binário. Caso a
velocidade de rotação do rotor igualasse a do campo girante os condutores estariam estacionários em
relação ao campo criado pelo estator, não induzindo corrente nos enrolamentos do rotor e, como tal,
não produzindo binário. A sua relação com a velocidade de rotação tem o comportamento caraterístico
apresentado na Figura 2.7. Sendo no ramo descendente, aproximadamente linear, que se pretende
estar a trabalhar.
Na conversão de energia comum para o funcionamento de um motor existem perdas associadas
a esta conversão eletromecânica: perdas de Joule nos enrolamentos, tanto do estator como do rotor,
10
Figura 2.7: Curva caraterística da velocidade de rotação do MI em função do binário (adaptado de [4]).
perdas no ferro - histerese e Foucault - e perdas mecânicas provocadas pelo atrito e ventilação. O
gráfico apresentado na Figura 2.8 representa, de acordo com a literatura, uma distribuição de perdas
típica no MI.
Figura 2.8: Distribuição típica de perdas num MI (adaptado de [5]).
Sabendo a potência de perdas Pperdas do MI, como se mostrará no Capítulo 3, o seu rendimento η
pode ser calculado pela equação (2.8).
η =Pin − Pperdas
Pin(2.8)
O rendimento do MI pode, também, ser dado pelo quociente entre a potência mecânica Pmec disponível
no eixo e a potência elétrica de entrada Pin - potência consumida pelo motor - (equação (2.9)).
η =Pmec
Pin(2.9)
11
Porém, a potência mecânica ou se obtém por estimação, a partir da estimação de parâmetros do MI,
ou por medição direta: a partir da velocidade de rotação e do binário T medidos no eixo de acoplamento
entre os dois motores (ou entre o MI e a bomba), pela relação que se apresenta na equação (2.10)
Pmec = Tω (2.10)
sendo ω a velocidade (de rotação) angular, que se determina com recurso à equação (2.11).
ω = N2π60
(2.11)
A Figura 2.9 representa o circuito equivalente CE do MI [16], onde: Re simboliza a resistência
de um enrolamento de uma das fases do estator, Rr a resistência de um enrolamento de uma das
fases do rotor, referida ao estator, Le e Lr indutâncias, que representam as fugas, do estator e rotor,
respetivamente, Lm a indutância de magnetização e Rc a resistência de perdas no ferro.
Re
Ie
Le Lr
Ir
Rr
sRc
IC
Lm
Im
Vin V2
Figura 2.9: Circuito equivalente do MI.
2.3 Conversor de tensão + comando V/f de velocidade
Existem variadas aplicações para um motor que requerem o seu funcionamento a velocidades dife-
rentes da nominal. Nos sistemas de bombagem hidráulica, diferentes velocidades de rotação possibi-
litam diferentes caudais ou alturas a que se pretendam operar, como tal, a utilização de um conversor
eletrónico de potência, que possibilita um comando V/f de velocidade, pode tornar-se vantajosa.
O recurso a este tipo de acionamento permite controlar a velocidade a que o MI e a bomba operam,
variando a tensão e frequência que o alimenta, disponibilizando um valor de binário próximo do valor
nominal, uma vez que o rácio tensão/frequência é próximo de constante, de modo a manter o nível de
fluxo magnético no seu valor máximo para cada frequência testada.
O conversor eletrónico de potência é diretamente alimentado da rede. A tensão em cada uma
das fases de entrada do conversor eletrónico de potência passará por três andares distintos, que se
apresentam na Figura 2.10, até alimentar cada uma das fases do MI.
No andar A - conversão CA/CC - a tensão de entrada (Figura 2.11-I) é convertida por uma ponte
retificadora a díodos. Estes permitem que a corrente flua apenas numa direção, consoante a fase que
seja mais positiva (em relação às outras duas) resultando na curva apresentada na Figura 2.11-II, a
verde.
12
Rede MI
A B C
Figura 2.10: Circuito representativo de um conversor de tensão.
Figura 2.11: I - Tensão trifásica da rede; II - Tensão da rede retificada (adaptado de [6]).
Agora, à entrada do andar B - barramento CC -, temos uma tensão CC com uma ligeira ondulação
CA. O condensador, ou banco de condensadores, se corretamente dimensionados, permitirão reduzir,
ou até eliminar, esta ondulação.
Por fim, no andar C - conversão CC/CA - cada IGBT+díodo funciona como um interruptor. Quando
um dos interruptores do topo é fechado, a fase respetiva do MI é ligada ao positivo do barramento CC
e torna-se positiva e quando é fechado um dos interruptores de baixo, a fase é ligada ao lado negativo
do barramento CC e torna-se negativa. É esta possibilidade de tornar a fase negativa e positiva (com
mais ou menos pulsos, durante mais ou menos tempo) que permite alimentar o MI com a frequência
pretendida para este operar, como exemplifica a Figura 2.12.
Por forma a maximizar a eficiência do MI, o campo magnético criado deve ter valores na zona linear
da curva de magnetização caraterística do material do núcleo, caso contrário, aumentarão as perdas
causadas pela saturação magnética do material [17].
A evolução temporal da tensão u(t) que alimenta uma fase do MI pode ser descrita como na equação
(2.12)
u(t) = U cos(ωt) (2.12)
13
Figura 2.12: Exemplo da tensão de alimentação do MI para diferentes frequências, à saída do conversoreletrónico de potência (adaptado de [7]).
que se relaciona com o fluxo magnético φ pela equação (2.13)
u(t) = ndφ
dt(2.13)
onde n é o número de espiras que cria o fluxo.
Substituindo a equação (2.12) na equação (2.13), integrando no tempo e resolvendo em ordem ao
fluxo, obtém-se a equação (2.14).
φ(t) =U
nωsin(ωt) (2.14)
O campo magnético B, por sua vez, relaciona-se com o fluxo, pela equação (2.15)
B =φ
A=
U
nAωsin(ωt) = Bmax sin(ωt) (2.15)
onde A representa a unidade de área.
Observa-se que o valor máximo do campo magnético é proporcional ao quociente entre a tensão e
a frequência [18], assim:
Bmax ∝U
ω≡ V
f
A variação da velocidade - frequência - e o ajuste de tensão são feitos para que se mantenha o
nível de magnetização. De facto, a frequência aumenta até que se atinja o valor máximo de tensão,
utilizando-se este tipo de comando V/f para evitar o enfraquecimento do campo ou a saturação do
circuito magnético [15].
Ao fim ao cabo, as vantagens da utilização de um comando V/f de velocidade irão depender, tam-
bém, do impacto económico que possa ter, seja numa nova instalação, seja para modificação ou melho-
ramento de outra. O custo associado a um conversor eletrónico de potência, comparado com o custo
atual da energia (Figura 2.13), poderá ser, à partida, uma mais-valia.
14
Figura 2.13: Custos de energia comparados com os custos de um conversor eletrónico de potência (adaptadode [8]).
Provavelmente o maior problema associado aos conversores eletrónicos de potência é a produção
de harmónicas [19] pois, além de poderem provocar danos nos componentes elétricos do conversor,
contribuem, ainda, para o seu sobreaquecimento e, também, do MI que alimenta, provocando mais
perdas por efeito de Joule.
Existem variadas aplicações, atualmente, para os conversores eletrónicos de potência que permi-
tem um comando V/f de velocidade, desde pequenas ventoinhas, unidades de ar condicionado ou, na
grande indústria, na alimentação e controlo de motores. São conhecidos ainda, por ser um equipa-
mento de elevada eficiência, a rondar entre os 95 e os 98 % [19], se próximo do ponto nominal, e perto
de 75 % para cargas menores e para velocidades a rondar os 20 Hz [20].
Embora se saiba que não estar a trabalhar no ponto (ou próximo do ponto) nominal de operação,
reconhecido como o de melhor eficiência, o comando V/f de velocidade acaba por ser vantajoso por nos
permitir selecionar o intervalo de velocidades de trabalho, sem necessidade extra de correias/correntes
e sistemas de roldanas, uma vez que disponibiliza para cada velocidade de trabalho pretendida, o biná-
rio máximo possível. Este ajuste de velocidades permite variar a velocidade do acionamento, consoante
o caudal necessário para a bomba, resultando numa poupança de energia maior quando comparado
com outras técnicas de controlo de caudal [21].
2.4 Eficiência Energética
As projeções da EIA indicam que o consumo energético mundial, em termos globais de energia
provenientes de todas as fontes, continue a aumentar indiscutivelmente, sendo esperado um aumento
de 56 % entre 2010 e 2040 [22], devido ao consumo excessivo dos países não pertencentes à OCDE,
enquanto que o consumo energético nos países europeus que pertencem à OCDE não se afaste muito
de uma constante, assim como a globalidade dos países da OCDE (Figura 2.14).
Os motores elétricos são, atualmente, uma das fontes principais de consumo de eletricidade, culmi-
nando nos elevados custos associados ao seu funcionamento. Sabe-se que estes representam cerca
de 70 % do consumo elétrico na indústria e 30 % no comércio e serviços, do qual, no geral, 60 % é
proveniente de compressores, bombas e ventiladores [9].
15
Figura 2.14: Consumo energético mundial e dos países europeus da OCDE.
Como se não bastasse, mais de 95 % dos custos associados a um motor ao longo da sua vida útil
são provenientes do seu consumo energético, não sendo mais do que 5 % a parcela correspondente
ao investimento inicial e manutenção ao longo dos anos [9], apresentando as bombas uma distribuição
de custos similar [23].
Atualmente, tanto no ramo comercial como no ramo industrial, são variados os custos que se pre-
tendem cada vez mais controlar e reduzir e a energia assume um lugar de grande destaque, motivada
pelas incertezas da disponibilidade energética na Terra, quer por restrições ou políticas ambientais ou
apenas pela necessidade de redução de custos decorrentes da competitividade do mercado.
A eficiência energética surge, como tal, com o intuito de colmatar o consumo excessivo ou des-
necessário de energia, acima das necessidades globais de uma aplicação ou de um equipamento ou
sistema específicos. Sendo igualmente importante fazer uma utilização racional dos equipamentos,
pois é essencial que estes funcionem corretamente e durante o máximo de tempo possível, não deixa
de ser fulcral analisar a hipótese de substituição de equipamentos por novos, mais eficientes e/ou que
utilizem tecnologias que o sejam.
No âmbito desta dissertação, sabe-se que deixa de ser vantajoso ter-se uma bomba a funcionar à
velocidade máxima quando não se tem disponível o caudal máximo para o sistema instalado ou, então,
porque um caudal e velocidade inferiores são suficientes para alcançar a altura que se deseja para
certa instalação. É neste tipo de pensamento que temos de nos basear para descobrir e criar medidas
de eficiência energética vantajosas, ou pelo menos testá-las para poder confirmar o quão vantajosas
podem ser.
Contudo, sabe-se que os motores elétricos são dimensionados para operarem em torno do seu
ponto nominal de funcionamento - ponto de maior eficiência. É, assim, essencial que o correto dimen-
16
sionamento dos motores e das bombas seja feito a priori, além da seleção de um conversor eletrónico
de potência adequado.
Além desta análise, existem normas que não apenas as indústrias ou empresas têm de cumprir,
ou metas e regras que têm de ser alcançadas mas, antes do consumidor final, há normas que os
fabricantes têm, ainda, de respeitar e executar.
Ao longo dos anos surgiram diferentes formas de classificação do rendimento dos motores elétricos.
Por forma a haver uma uniformização global, a CEMEP criou um sistema padrão de classificação do
rendimento energético para a IEC. Por exemplo, a norma internacional 640/2009 (IEC 60034-30) divide
em quatro classes as eficiências dos motores 1:
• IE1: eficiência standard;
• IE2: eficiência elevada;
• IE3: eficiência premium;
• IE4: eficiência super premium.
É esta, ainda, que descreve o procedimento correto e necessário para medição dos níveis de eficiência
dos motores: motores de indução trifásicos de rotor em gaiola, de 1 a 3 pares de polos, para tensões
nominais até 1000 V e potências nominais dos 0.75 aos 375 kW.
Pode-se acrescentar, ainda, as regulações impostas pela União Europeia. A mais conhecida, e em
vigor, definida como uma meta para 2020 na qual se pretende uma redução de 20 % das emissões de
gases de efeito de estufa, 20 % do consumo energético e um aumento de 20 % da eficiência energética
[24].
Mas o conceito de eficiência energética vai além das normas e legislação a cumprir. Acaba por ser
uma medida de poupança através de redução de perdas e de adoção de outras medidas que permi-
tam um consumo menor de energia elétrica. Engloba, ainda, a importância da redução da emissão
dos gases de efeito de estufa e ainda a redução do consumo de combustíveis fósseis e procura por
alternativas sustentáveis.
A eficiência energética implica, desta forma, a criação e implementação de medidas e/ou estratégias
que possam combater o consumo excessivo de energia elétrica, desde que é criada até à sua utilização
final. Importando, igualmente, garantir a eficiência do sistema na globalidade (Figura 2.15), desde a
fonte da energia elétrica até ao equipamento de uso final, e não apenas numa das partes.
Contudo, o âmbito deste trabalho visa, apenas, a análise do MI alimentado de diferentes formas
e para uma aplicação específica, importando comparar, em termos de eficiência, a utilização de um
comando V/f de velocidade que permita trabalhar a diferentes velocidades, em detrimento de uma
ligação direta à rede e, consequentemente, a velocidade fixa.
1Segundo as diretivas aprovadas até à presente data, os motores colocados no mercado europeu de 7.5 a 375 kW desde2015 e de 0.75 a 375 kW a partir do ano corrente, terão de ter classe mínima IE3, ou IE2 se equipados com conversor eletrónicode potência com comando V/f de velocidade.
17
Figura 2.15: Acionamento eletromecânico de velocidade variável [9].
18
3Metodologias para a determinação do
rendimento do motor de indução
Conteúdos3.1 Ligação direta à rede elétrica . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 203.2 Associação com um conversor eletrónico de potência com comando escalar de
velocidade ou V/f . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
19
3.1 Ligação direta à rede elétrica
Existem variados métodos normalizados que permitem analisar os motores. Os mais utilizados são
as normas IEEE 112-B, IEC 34.2 e JEC 37 [5]. Porém, mesmo em laboratórios com condições elétricas
e ambientais controladas, a aplicação destas normas resulta em diferentes rendimentos para o motor
(Figura 3.1). Por essa razão, outros métodos, além dos normalizados, são também utilizados.
Figura 3.1: Discrepância de resultados sob diferentes normas [5].
Como tal, pretende-se com este capítulo explicitar e descrever os diferentes métodos a serem usa-
dos nesta dissertação para determinação do rendimento do MI ou, mais não seja, uma aproximação
deste.
"O rendimento de um motor descreve o nível de eficiência com que este transforma energia elétrica
em energia mecânica" [9]. A energia elétrica, proveniente da rede, irá alimentar diretamente o MI ou o
acionamento responsável por alimentá-lo.
Para se fazer a análise de rendimentos é necessário recorrer à evolução temporal da tensão e cor-
rente de entrada do MI ou do conversor eletrónico de potência. O MI, ao ser ligado diretamente à rede,
com o auxílio do autotransformador AT, apresentam uma caraterística muito próxima de uma sinusoide
enquanto que, quando se recorre ao comando V/f de velocidade, deixam de ser sinusoidais e, como
será explicado posteriormente, foi necessário registar a tensão e corrente de entrada do conversor.
É, de facto, com recurso a estas grandezas que poderá ser feita a análise em termos de energia
elétrica e mecânica, com base na potência elétrica consumida e potência mecânica, quer seja medida
diretamente quer obtida por estimativa.
Tudo isto está dependente de se conseguir ter acesso isolado ao MI para poder estudá-lo em vazio
e em diferentes situações de carga ou, no caso em que se estudam as bombas no seu regime de
funcionamento normal, se se tem limitação no tipo de caraterização que se consegue fazer do MI e
ter-se que recorrer a outro método para analisá-lo, sem ter de interromper o seu funcionamento.
Os diferentes processos para determinação do rendimento do MI têm em conta as três situações
distintas que se apresentam de seguida:
• Para o caso em que se recorre exclusivamente ao CE do MI;
20
• Para o caso em que se tem o sensor de binário, que permite determinar diretamente a potência
mecânica no eixo pela sua relação com a velocidade de rotação;
• Para o caso em que se analisam os motores de indução das bombas no Campus, no seu funcio-
namento normal, e que se recorre ao seu fator de carga.
O produto da evolução temporal da corrente ij(t) e da tensão vj(t) permite obter a potência ins-
tantânea Pinstj (equação (3.1)), cujo valor médio representa a potência ativa Pj da fase j em questão
(equação (3.2))
Pinstj = vj(t)ij(t) (3.1)
Pj =1T
∫ T
0vj(t)ij(t)dt (3.2)
sendo T o período da tensão e/ou da corrente, obtido de:
T =1f
Sabe-se que as potências ativa P , reativa Q e aparente S e a própria desfasagem ϕ se relacionam
de acordo com a representação esquemática apresentada na Figura 3.2.
Figura 3.2: Relação entre potência ativa P , reativa Q, aparente S e desfasagem ϕ.
Assim, obtendo, a partir da análise da evolução no tempo da tensão e da corrente, a desfasagem
ϕj , para cada fase j, entre estas, torna-se possível calcular a potência reativa Qj (equação (3.3)) e,
também, a potência aparente Sj (equação (3.4)).
Qj = Pj tanϕj (3.3)
Sj =Pj
cosϕj(3.4)
Logo, sabendo as potências de cada fase, as equações (3.5), (3.6) e (3.7) permitem obter a potência
ativa Ptotal, reativa Qtotal e aparente Stotal, respetivamente, de entrada do MI.
Ptotal =
3∑j=1
Pj (3.5)
Qtotal =
3∑j=1
Qj (3.6)
21
Stotal =
3∑j=1
Sj (3.7)
O fator de potência cosϕtotal do MI calcula-se com recurso à equação (3.8).
cosϕtotal = cos
∑3j=1 ϕj
3(3.8)
3.1.1 Método 1 - Circuito equivalente
Os parâmetros do CE do MI, apresentado anteriormente na Figura 2.9, podem ser aproximados e
determinados a partir dos ensaios em vazio e em carga máxima, como será apresentado no Capítulo
4. A magnitude das indutâncias Le e Lr é habitualmente reduzida, para mais ainda num motor novo
e sem ter tido utilização prévia, o qual, com um escorregamento baixo, permite-nos assumir que são
pequenas o suficiente para serem desprezadas [25], resumindo-se, então, o CE do MI ao apresentado
na Figura 3.3.
Re
Ie
Rr
s
Ir
Rc
Ic
Lm
Im
Vin V2
Figura 3.3: Circuito equivalente do MI simplificado.
A potência à entrada do rotor Protor do MI é dada pela equação (3.9)
Protor = Ptotal − 3Re|Ie|2 − 3Rc|Ic|
2(3.9)
onde, no segundo membro da equação, o segundo termo corresponde à potência dissipada no estator
e o terceiro termo às perdas por histerese e Foucault. Se se retirar à equação (3.9) as perdas no rotor,
obtém-se a potência mecânica, dada, neste caso, pela equação (3.10).
Pmec = Protor − 3Rr|Ir|2
(3.10)
O rendimento do MI é, assim, possível calcular tendo como base o seu CE e a equação (3.11).
η =Ptotal − Pperdas
Ptotal=Ptotal − 3Re|Ie|
2 − 3Rc|Ic|2 − 3Rr|Ir|
2
Ptotal(3.11)
3.1.2 Método 2 - Potência mecânica
Além do cálculo do rendimento descrito anteriormente, uma vez que se media diretamente a veloci-
dade de rotação N e o binário T no acoplamento entre o MI e a MCC, em parte dos ensaios com o AT,
pode-se calcular a potência mecânica Pmec através das equações (2.10) e (2.11), já apresentadas.
22
Uma vez que a partir da equação (3.5) se obteve a potência ativa de entrada do MI, o seu rendimento
pode, então, ser obtido pelo quociente entre a potência mecânica e aquela (equação (3.12)).
η =Pmec
Ptotal(3.12)
3.1.3 Método 3 - Fator de carga
Porém, para o caso em que se analisam os motores de indução acoplados às bombas em funciona-
mento no Campus da Alameda, não sendo possível aplicar os dois métodos anteriores para o cálculo
do rendimento, foi necessário aproximar o cálculo do rendimento do MI a partir do conhecimento do
fator de carga fc (equação (3.13)) e do ponto nominal de operação do motor, assim como da potência
ativa obtida da equação (3.5) [5]
fc =ω
ωN
ωs − ωωs − ωN
(3.13)
sendo ω a velocidade (angular) de funcionamento do MI, ωN a sua velocidade (angular) nominal e ωs a
velocidade (angular) de sincronismo. Para este método calcula-se o rendimento pela equação (3.14)
η = fcPn
Ptotal(3.14)
sendo Pn a potência nominal do MI.
3.2 Associação com um conversor eletrónico de potência com co-mando escalar de velocidade ou V/f
Como foi referido no Capítulo 2, a tensão e a corrente registadas à saída do conversor eletrónico
de potência não são puramente sinusoidais. O raciocínio e tentativa iniciais foram recorrer à análise
das componentes harmónicas da tensão e da corrente de entrada do MI. Para tal, utilizar-se-ia a
transformada rápida de Fourier FFT para obter a amplitude e o argumento de cada harmónica.
Primeiramente, tomamos como suporte a tensão e a corrente de entrada do MI adquiridos pelo
osciloscópio, recorrendo a um transformador de tensão e a uma sonda de corrente. Se decidíssemos
pela opção FFT do osciloscópio apenas conseguiríamos obter a amplitude das harmónicas, não sendo
possível obter o argumento respetivo.
A tentativa seguinte foi, então, de registar a evolução temporal da tensão e da corrente, também no
osciloscópio. A dificuldade estaria, desta vez, em selecionar uma janela de visualização adequada para
o seu registo, uma vez que o osciloscópio apresenta uma escala temporal que regista sempre 2500
pontos, importando um registo de períodos completos e suficientes para não se perder resolução.
Obtendo a tensão e a corrente como um somatório de harmónicas, o cálculo das potências ativa e
reativa de entrada do MI e do fator de potência poderiam ser efetuados, para as diferentes situações
de carga e velocidade que se pretendessem testar. Para tal, as evoluções temporais da tensão e da
corrente poderiam ser descritas como um somatório de harmónicas, sabendo a amplitude - Uh e Ih,
respetivamente - e a fase - ψh e φh, respetivamente - de cada harmónica h, de acordo com as equações
23
(3.15) e (3.16), respetivamente, e, consequentemente, o cálculo de potências [26].
u(t) =∑h=1
√2Uh cos(hωt+ ψh) (3.15)
i(t) =∑h=1
√2Ih cos(hωt+ φh) (3.16)
A potência ativa P poderia, assim, ser calculada com recurso à equação (3.17).
P =∑h=1
UhIh cos(ψh − φh) (3.17)
Por sua vez, a potência aparente S seria dada pela equação (3.18)
S =
√SR
2 + SX2 + SD
2 (3.18)
na qual, SR2 representa uma componente ativa aparente, SX
2 uma componente reativa aparente e SD2
a potência de distorção. A potência ativa aparente seria obtida pela equação (3.19)
SR2 =
∑n=1
Un2∑n=1
In2cos2(ψn − φn) (3.19)
na qual n simboliza as harmónicas comuns à onda de tensão e de corrente. A potência reativa aparente
(designada, comummente, apenas por potência reativa) seria calculada pela equação (3.20)
SX2 =
∑n=1
Un2∑n=1
In2sin2(ψn − φn) (3.20)
e a potência de distorção dada pela equação (3.21)
SD2 =
∑n=1
Un2∑p=1
Ip2 +
∑m=1
Um2
∑n=1
In2 +
∑p=1
Ip2
(3.21)
em que m simboliza as harmónicas que apenas existem na onda de tensão e p as harmónicas que
apenas figuram da onda de corrente [26].
O fator de potência cosφ seria dado pela quociente entre a potência ativa e a aparente (equação
(3.22)).
cosφ =P
S(3.22)
O rendimento do MI poderia, então, ser calculado pelo primeiro método apresentado na secção
anterior, que diz respeito à equação (3.11).
Após várias tentativas e muitos ensaios, para diferentes cargas, velocidades e registo de diversos
períodos, tanto da tensão como da corrente, apercebemo-nos que o ruído, as harmónicas e a ele-
vada frequência de comutação dos interruptores do conversor não permitiam resultados coerentes nem
fisicamente corretos.
Foi, assim, necessário adquirir dois transdutores de tensão e de corrente que permitissem ler e
registar a sua evolução para as diferentes frequências de operação, com recurso a software e a hard-
ware específico - LabVIEW TM e um dispositivo de aquisição de dados da National InstrumentsTM, e,
supostamente, com maior resolução.
24
Com recurso aos transdutores LA 25-NP e LV 25-P, construiu-se um sensor de corrente (Figura
E.11) e um de tensão (Figura E.12), respetivamente. Tendo em conta a gama de valores esperados
para leitura, tanto de tensão como de corrente, foi necessário dimensionar algumas resistências a ligar
aos trandutores, de acordo com os esquemas elétricos apresentados nos Apêndices A e B, respetivos
a cada um dos transdutores.
O transdutor de corrente utilizado permite selecionar diferentes escalas de corrente máxima de lei-
tura. Desta forma, o sensor de corrente foi dimensionado para uma leitura de corrente nominal de 8 A e
máxima de 12 A. Embora se saiba que a corrente nominal de uma fase do MI seja de 6.9√
2 = 8.91 A,
superior à corrente nominal de entrada do transdutor, optou-se por esta, pois na escala seguinte a cor-
rente nominal seria de 12 A (e 18 A de corrente máxima) e estaríamos a perder resolução na aquisição
e registo de dados. Além disto, a corrente Is para uma corrente de entrada nominal é de 25 mA, sendo,
então, adicionada no ponto de medida do transdutor uma resistência de 180 Ω que permite uma relação
de tensão adquirida/corrente medida de 0.5625 V/A.
Por sua vez, o transdutor de tensão foi dimensionado para uma leitura de tensão nominal de 330 V
e máxima de 462 V, embora a tensão simples nominal de uma fase do MI seja de 230√
2 = 325.27 V.
A corrente nominal de entrada do transdutor é de 10 mA logo, para uma tensão nominal de 330 V,
adicionou-se uma resistência de 33 kΩ. Por outro lado, a corrente Is para uma tensão de entrada
nominal é de 25 mA, sendo, então, adicionada no ponto de medida do transdutor uma resistência de
330 Ω que permite uma relação de tensão adquirida/tensão medida de 0.025 V/V.
Estes transdutores, de facto, permitiam uma maior resolução no registo da tensão e da corrente de
entrada do MI, possibilitando o registo de 5000 pontos por segundo, durante o tempo que desejásse-
mos. Mas, ainda assim, não suficiente para haver coerência nos resultados obtidos.
Restou, então, adquirir a tensão e corrente de entrada do conversor eletrónico de potência que iriam
permitir uma aproximação no cálculo do rendimento do MI.
Assim, recorrendo de igual forma às equações (3.1) e (3.2), obtém-se a potência ativa de uma fase
e total de entrada do conversor. O quociente da potência dissipada Pdiss na carga resistiva ligada
à armadura da MCC com a potência total ativa de entrada permite obter o rendimento ηconjunto do
conjunto conversor, MI e MCC (equação (3.23))
ηconjunto =Pdiss
Ptotal(3.23)
sendo o rendimento do conjunto o produto dos rendimentos dos três equipamentos (equação (3.24)).
ηconjunto = η(ηconversor)(ηMCC) (3.24)
Sabendo a potência de perdas PMCCperdas na MCC é possível obter o seu rendimento ηMCC (equação
(3.25))
ηMCC =Pdiss
Pdiss + PMCCperdas − Pexc
(3.25)
onde Pexc representa a potência de excitação da MCC e a potência de perdas na MCC é dada pela
equação (3.26)
PMCCperdas = PFe + Patrito + PJoule (3.26)
25
sendo PFe as perdas no ferro da MCC, Patrito as perdas de atrito e PJoule as perdas de Joule dadas
pela equação (3.27)
PJoule = ra(Ia)2 (3.27)
na qual ra representa a resistência da armadura da MCC, de valor medido e igual a 1.8 Ω e Ia a corrente
que por ela circula.
Assim, torna-se possível obter o rendimento do conjunto conversor e MI pela equação (3.28).
η(ηconversor) =ηconjuntoηMCC
(3.28)
Sabendo o rendimento do conversor, substitui-se na equação (3.28) e obtém-se o valor do rendimento
do MI (equação (3.29)).
η =ηconjunto
ηMCCηconversor(3.29)
26
4Ensaios laboratoriais
Conteúdos4.1 Descrição . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 284.2 Determinação dos parâmetros em regime permanente do circuito equivalente do
motor de indução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 304.3 Caraterização da eficiência energética do acionamento elétrico . . . . . . . . . . . . 37
27
4.1 Descrição
Para proceder à análise e estudo do motor da bomba Grundfos de 3 kW (Apêndice C), neste caso,
de indução (Figura 4.1), realizou-se um conjunto de experiências laboratoriais, tanto com o AT (Figura
E.1), como com o conversor eletrónico de potência (Figura 4.2). Registaram-se dados para os diferentes
ensaios, para várias situações de carga e, para o comando V/f de velocidade, também para diferentes
frequências.
Figura 4.1: Motor de indução Grundfos de 3 kW.
Figura 4.2: Conversor eletrónico de potência Altivar 31 (modelo HU55N4).
Os ensaios com o AT vão permitir determinar os parâmetros do CE do MI, possibilitando a obtenção
de um método de determinação do seu rendimento.
A Figura 4.3 representa a primeira montagem experimental testada em laboratório. O que difere na
montagem dos ensaios com o AT para os ensaios com o comando V/f de velocidade é a alimentação
do MI: tanto o conversor como o AT são alimentados diretamente das três fases da rede disponíveis na
bancada de trabalho, que vão alimentar cada uma das fases do MI, ligada em estrela.
Tanto o MI como o sensor de binário foram facultados por um aluno de doutoramento do Departa-
28
Figura 4.3: Representação esquemática da montagem laboratorial: A - Máquina de corrente contínua; B - Sensorde binário; C - Sensor de velocidade; D - Motor de indução.
mento de Engenharia Civil - Secção de Hidráulica. Porém, aquando da realização dos ensaios com o
conversor eletrónico de potência, já não o tínhamos disponível para utilização.
Como já foi referido, a MCC (Figura 4.4) aqui representada estará a funcionar como gerador e é
utilizada para simular a carga para o MI, para tal, aos terminais da armadura liga-se uma carga resistiva
(Figura E.2) para dissipação de energia.
Figura 4.4: Máquina de corrente contínua.
As Tabelas 4.1 e 4.2 mostram os valores nominais da MCC e do MI, respetivamente, usadas nos
ensaios laboratoriais, e a Tabela 4.3 os do conversor eletrónico de potência.
Tabela 4.1: Valores nominais da MCC.
TensãoArmadura [V]
CorrenteArmadura [A] Potência [kW] Velocidade [rpm] Tensão
Excitação [V]
220 16 3 1500 220
Tabela 4.2: Valores nominais do MI.
Tensão [V]D / Y
Corrente [A]D / Y
Corrente máxima [A]D / Y Velocidade [rpm] cosφ
220 - 240 / 380 - 415 11 / 6.3 12 / 6.9 2910 0.82 - 0.87
29
Tabela 4.3: Valores nominais do conversor eletrónico de potência.
Entrada Saída
Tensão [V] 380 / 500 380 / 500Corrente [A] 21.9 14.3Frequência [Hz] 50 / 60 0.5 - 500
Neste capítulo explicitam-se, então, os referidos ensaios realizados para obtenção dos parâmetros
do CE do MI, assim como os necessários para o cálculo de rendimentos.
4.2 Determinação dos parâmetros em regime permanente do cir-cuito equivalente do motor de indução
Impôs-se no AT a tensão composta de entrada do MI de 400 V e registou-se a evolução temporal da
corrente ij(t) e da tensão vj(t) de cada fase j do MI no osciloscópio (Figura E.3) com auxílio de sondas
de corrente (Figura E.4) e de um transformador de tensão 400 V / 20 V (Figura E.5), respetivamente. Ao
mesmo tempo, liam-se os valores de binário T e velocidade N (Figura E.7) num software (LabVIEW TM)
no computador e, recorrendo a dois multímetros (Figura E.6) e duas pinças amperimétricas (Figura
E.8), mediu-se a tensão e a corrente de excitação (Figura E.9) - Vexc e Iexc, respetivamente, - e da
armadura - Va e Ia, respetivamente, - da MCC.
Como foi referido anteriormente, o CE do MI resume-se ao apresentado na Figura 3.3. O valor de
Re mede-se diretamente em cada uma das fases do estator do MI apresentando todas o mesmo valor
de 1.6 Ω.
É de salientar que, daqui em diante, o valor médio será a referência - entenda-se média aritmética
dos valores das três fases - dos diferentes parâmetros calculados e, quando oportuno, também se
mostram as evoluções da tensão e corrente no tempo apenas para uma das fases, uma vez que as três
fases da máquina estavam equilibradas. De qualquer forma, computacionalmente foram registados e
calculados os valores para cada uma das fases, com o intuito de o confirmar.
Com o MI desacoplado da MCC, realizam-se os ensaios em vazio. A Figura 4.5 apresenta a tensão
e a corrente para uma das fases do MI. Estes ensaios permitem calcular os parâmetros Rc e Lm através
da aproximação do CE do MI ao circuito da Figura 4.6, uma vez que em vazio, o escorregamento é tão
baixo que nos permite eliminar o ramo mais à direita do CE do MI da Figura 3.3.
A partir das equações (3.1) e (3.2) obtém-se a potência instantânea, que se apresenta na Figura
4.7. Esta permite, para uma fase do MI, e com recurso às equações (3.5) e (3.6), obter uma potência
ativa de entrada do motor, para a situação descrita, de:
P =Ptotal
3=
225.083
= 75.03 W
e reativa de:
Q =Qtotal
3=
1964.123
= 654.71 VAr
30
-0.5 -0.495 -0.49 -0.485 -0.48 -0.475 -0.47 -0.465 -0.46-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10C
orr
ente
[A]
Tempo [s]-0.5 -0.495 -0.49 -0.485 -0.48 -0.475 -0.47 -0.465 -0.46
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
Ten
são
[V]
Figura 4.5: Tensão e corrente de uma fase do MI em vazio, com a MCC desacoplada.
Re
Ie
Rc
Ic
Lm
Im
Vin V2
Figura 4.6: Circuito equivalente do MI, para os ensaios em vazio.
Se analisarmos as Figuras 4.8 e 4.9 verifica-se que tanto a corrente como a tensão de entrada do
MI apresentam todas as harmónicas inferiores a 10 % da fundamental, como tal, opta-se por aplicar o
CE apenas à fundamental sem necessidade de aplicá-lo a todas as harmónicas e obter os resultados
como um somatório de harmónicas.
A análise à tensão e à corrente então registadas no osciloscópio permite inferir que, para os ensaios
em causa, a corrente média de uma fase do estator tem de amplitude Ie = 2.98 A e fase ϕ = 1.4567 rad.
Por sua vez, a tensão média de uma fase é de Vin = 216.85 V.
Uma análise ao circuito da Figura 4.6 permite obter a equação seguinte:
V2 = Vin −ReIe (4.1)
31
-0.5 -0.495 -0.49 -0.485 -0.48 -0.475 -0.47 -0.465 -0.46-800
-600
-400
-200
0
200
400
600
800P
otên
cia
inst
antâ
nea
[W]
Tempo [s]
Figura 4.7: Potência instantânea em vazio, com a MCC desacoplada.
que permitirá calcular Lm, assim:
Lm =|V2|
2
2π50Q=
216.36205680
= 227.58 mH
Uma vez que uma indutância introduz uma desfasagem deπ
2, a fase da corrente Im obtém-se de:
ϕIm= ϕV2
− π
2= 0.0219− 1.5708 = −1.55 rad
e o seu valor absoluto de:
|Im| =√
Q
2π50Lm=√
9.16 = 3.03 A
Sendo a corrente Ic dada por:
Ic = Ie − Im = 0.2730 + 0.0655j
é, finalmente, possível obter Rc a partir de:
Rc =|V2||Ic|
=216.360.2807
= 770.80 Ω
Por sua vez, o ensaio em carga máxima permite determinar Rr. Acoplando a MCC ao MI, com a
carga resistiva ligada à armadura da MCC e com a excitação desta desligada, alimenta-se o MI com o
AT com 400 V composta, posteriormente, ao mesmo tempo que se lê a tensão e a corrente de cada
fase do MI no osciloscópio, aumenta-se a excitação da MCC, até a corrente no MI estar no seu valor
nominal, ou seja, à carga máxima.
32
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 6000
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Frequência [Hz]
I 50h
/I 50 [%
]
Figura 4.8: Percentagem da harmónica h de corrente em relação à fundamental, no ensaio em vazio.
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 6000
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Frequência [Hz]
V5
0h/V
50 [%
]
Figura 4.9: Percentagem da harmónica h de tensão em relação à fundamental, no ensaio em vazio.
33
A Figura 4.10 apresenta a tensão e a corrente de uma fase do MI para esta situação de máxima
carga.
-0.5 -0.495 -0.49 -0.485 -0.48 -0.475 -0.47 -0.465 -0.46-10
-9
-8
-7
-6
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
Co
rren
te [A
]
Tempo [s]-0.5 -0.495 -0.49 -0.485 -0.48 -0.475 -0.47 -0.465 -0.46
-500
-400
-300
-200
-100
0
100
200
300
400
500
Ten
são
[V]
Figura 4.10: Tensão e corrente de uma fase do MI à carga máxima.
A potência instantânea é novamente calculada a partir das equações (3.1) e (3.2), como se apre-
senta na Figura 4.11. Recorrendo, também, às equações (3.5) e (3.6) obtém-se, para a situação de
máxima carga, de ativa:
P =Ptotal
3=
3577.713
= 1192.60 W
e de reativa:
Q =Qtotal
3=
2245.13
= 748.37 VAr
Verifica-se pela análise das Figuras 4.12 e 4.13 que tanto a corrente como a tensão de entrada
do MI, desta vez no ensaio de máxima carga, apresentam todas as harmónicas inferiores a 10 % da
fundamental, como tal, opta-se por aplicar uma vez mais o CE apenas à fundamental sem necessidade
de aplicá-lo a todas as harmónicas e obter os resultados como um somatório de harmónicas.
A evolução temporal da corrente e da tensão, observadas no osciloscópio, permitem registar o valor
médio da corrente de Ie = 6.46 A com fase ϕ = 0.5604 rad e tensão simples de Vin = 215.90 V. Além
disso, o valor de tensão de excitação da MCC que faz com que o MI esteja à carga máxima, no ensaio
realizado, é de Vexc = 65.50 V com corrente de excitação de Iexc = 0.109 A. Esta situação de carga
provoca uma dissipação na carga resistiva ligada à armadura da MCC de:
Pdiss = VaIa = 163.1× 15.01 = 2448.31 W
34
-0.5 -0.495 -0.49 -0.485 -0.48 -0.475 -0.47 -0.465 -0.46-500
0
500
1000
1500
2000
2500P
otên
cia
inst
ânta
nea
[W]
Tempo [s]
Figura 4.11: Potência instantânea em carga máxima.
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 6000
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Frequência [Hz]
I 50h
/I 50 [%
]
Figura 4.12: Percentagem da harmónica h de corrente em relação à fundamental, no ensaio em carga máxima.
35
0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 6000
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Frequência [Hz]
V5
0h/V
50 [%
]
Figura 4.13: Percentagem da harmónica h de tensão em relação à fundamental, no ensaio em carga máxima.
A análise do circuito da Figura 3.3 permite que se obtenha para o cálculo de Rr a seguinte equação:
Rr =|V2||Ir|
s (4.2)
sendo s o escorregamento que se calcula pela equação (2.7). Como o MI em estudo tem 1 par de
polos, a velocidade de sincronismo Ns calcula-se pela equação (2.6):
Ns =60× 50
1= 3000 rpm
e a velocidade medida pelo sensor de velocidade é de N = 2929 rpm, substituindo em (2.7), obtemos
s = 0.0237.
Sendo a tensão V2 dada pela equação (4.1) e igual a:
V2 = 207.15 + 5.49j
e ir dada por
Ir = Ie − Ic − Im (4.3)
com
Ic =V2Rc
= 0.2687 + 0.0071j
e
Im =V2
j2π50Lm= 0.0768− 2.8973j
36
Substituindo em (4.3) e em (4.2), respetivamente, temos:
Ir = 5.1248− 0.5426j
e
Rr =207.2235× 0.0237
5.1534= 0.95 Ω
Os parâmetros obtidos para o CE simplificado do MI apresentam-se na Figura 4.14.
1.6 Ω
0.95 Ω
s770.80 Ω 227.58 mH
Figura 4.14: Parâmetros do CE do MI simplificado.
4.3 Caraterização da eficiência energética do acionamento elé-trico
Sabendo a potência dissipada nas resistências ligadas à armadura da MCC no teste de máxima
carga, obtida anteriormente, os ensaios para as restantes situações de carga são efetuados para uma
percentagem da potência que se dissipa na carga resistiva. Por exemplo, para termos o MI a34
de
carga, procuramos dissipar 75 % da potência dissipada no ensaio de carga máxima e, para meia carga,
50 % deste valor. O raciocínio será o mesmo para as restantes cargas que se pretendam testar.
Esta variação na potência dissipada e, automaticamente, na carga do MI consegue-se alterando a
(potência de) excitação da MCC. Estes ensaios são realizados tanto com o AT como com o comando
V/f de velocidade, para possibilitar a comparação, oportunamente, em termos energéticos, entre os
dois.
Com o conversor eletrónico de potência Altivar 31 ligado à rede alimentou-se as três fases do MI.
Os parâmetros no conversor foram definidos para uma tensão composta máxima de 400 V entre fases
do MI e 50 Hz de frequência máxima de operação (em concordância com os parâmetros exigidos pelo
equipamento para o tipo de comando pretendido, como é descrito no manual do equipamento, parcial-
mente apresentado no Apêndice D) e de acordo com os valores nominais do MI. Definindo a velocidade
de rotação pretendida - a frequência - é feito o ajuste automático de tensão, caraterístico deste tipo de
equipamento. A evolução do comando V/f de velocidade registado nos ensaios laboratoriais para a
situação de máxima carga apresenta-se na Figura 4.15.
Outros ensaios foram, ainda, realizados, para diversas situações de carga e para frequências a
variar entre os 10 e os 50 Hz. Assim, registou-se a corrente ij(t) e a tensão vj(t) de uma fase j de
37
0 10 20 30 40 500
50
100
150
200
250
300
350
400
Ten
são
co
mpo
sta
[V]
Frequência [Hz]
Figura 4.15: Resultados do comando V/f de velocidade obtidos experimentalmente.
entrada do conversor no osciloscópio com auxílio de uma sonda de corrente e de um transformador
de tensão 400 V / 20 V, respetivamente. Ao mesmo tempo, e recorrendo a dois multímetros e duas
pinças amperimétricas, mediu-se a tensão e a corrente de excitação Vexc e Iexc e da armadura Va e Ia,
respetivamente, da MCC.
Além dos ensaios referidos, foi necessário realizar outros que permitissem determinar, ou pelo me-
nos aproximarmo-nos de um valor representativo das perdas por atrito e das perdas no ferro da MCC.
Com o MI alimentado pelo conversor eletrónico de potência, realizaram-se testes, para as diferentes
velocidades acima descritas, com a MCC acoplada e desacoplada do MI, e ainda ensaios em vazio,
com e sem excitação na MCC. Os primeiros permitem determinar as perdas por atrito e os segundos
as perdas no ferro.
38
5Caso de estudo e discussão de
resultados
Conteúdos5.1 Bombas hidráulicas no IST (Campus da Alameda) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 405.2 Resultados obtidos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
39
5.1 Bombas hidráulicas no IST (Campus da Alameda)
Em paralelo com o trabalho laboratorial desenvolvido, analisaram-se alguns motores de indução
acoplados a bombas hidráulicas em funcionamento, de potência superior a 7.5 kW, no Campus da
Alameda, mais concretamente no Pavilhão de Civil e na Torre Norte.
Foi um trabalho realizado em conjunto com outros dois colegas [27, 28], que pretendiam analisar
desiquilíbrios e avarias nas máquinas e averiguar a necessidade de substituir os motores, ou a utilização
de um conversor eletrónico de potência para melhoria da eficiência.
Com o intuito de determinar o rendimento dos motores de indução das bombas em estudo fez-se
o levantamento dos valores nominais de cada um, assim como da evolução temporal da tensão e da
corrente de cada fase do MI, quando em operação, além da medição da sua velocidade de rotação. A
Tabela 5.1 resume os valores nominais dos motores de indução analisados.
Tabela 5.1: Valores nominais dos motores de indução das bombas analisadas no Campus da Alameda.
Bomba(B###)
Tensão [V]D / Y
Corrente [A]D / Y Potência [kW] Velocidade [rpm] cosφ
BPC 1 380 / 660 34.5 / 19.9 18.5 1470 0.9BPC 1 (R) 380 / 660 34.5 / 19.9 18.5 1470 0.9
BPC 2 380 / 660 9.1 / 15.7 7.5 1464 0.85BPC 2 (R) 380 / 660 9.1 / 15.7 7.5 1464 0.85
BPF 1 380 / 660 9.1 / 15.7 7.5 1464 0.85BPF 1 (R) 380 / 660 9.1 / 15.7 7.5 1464 0.85
BQ 1 380 / 660 9.1 / 15.7 7.5 1464 0.85BQ 1 (R) 380 / 660 9.1 / 15.7 7.5 1464 0.85
B 19 380 / - 16.5 / - 7.5 1435 0.81B 19 (R) 380 / - 16.5 / - 7.5 1435 0.81
Os motores de indução analisados estavam todos ligados em triângulo. Apresentam-se aqui com a
nomenclatura encontrada in loco, sendo (R) o que distingue o motor (e também a bomba) de reserva, do
motor B### em causa. Um sistema automatizado permite alternar entre motores garantindo, ainda,
que, caso um deles avarie, haja um outro que possa continuar em operação sem interrupções.
A tensão e a corrente registadas permitem determinar a potência de entrada do MI mas, uma vez
que não era possível isolar os motores das bombas para os testar em vazio, nem havia disponível um
caudalímetro que permitisse determinar a potência à saída e muito menos a potência mecânica no
acoplamento de ligação entre a bomba e o MI, foi necessário um método que permitisse determinar o
rendimento. Resta-nos, então, recorrer ao fator de carga, como já havia sido descrito no Capítulo 3,
sendo a equação (3.14) que possibilita o seu cálculo.
Assim, a partir das equações apresentadas no Capítulo 3 que permitem o cálculo de potências,
fator de potência e ao Método 3, é possível obter, para os motores analisados na Torre Norte e no
Pavilhão de Civil, o seu rendimento. Os resultados obtidos apresentam-se na Tabela 5.2. Para mais
fácil análise e comparação, apresenta-se na Figura 5.1 os rendimentos obtidos para os motores de
40
indução analisados.
Tabela 5.2: Resultados para os motores de indução das diferentes bombas analisadas no Campus da Alameda.
Bomba(B###) η [%] fc cosφ P [kW] Q [kVAr] S [kVA] N [rpm]
BPC 1 92.65 0.80 0.790 16.04 12.32 20.29 1476BPC 1 (R) 87.21 0.80 0.808 17.04 12.29 21.08 1474
BPC 2 49.77 0.28 0.571 4.26 6.08 7.46 1490BPC 2 (R) 63.29 0.28 0.435 3.35 6.89 7.68 1490
BPF 1 66.77 0.62 0.689 6.93 7.26 10.06 1478BPF 1 (R) 49.95 0.51 0.723 7.60 7.24 10.52 1482
BQ 1 49.01 0.39 0.707 6.04 5.98 8.52 1486BQ 1 (R) 77.31 0.42 0.754 4.10 3.53 5.43 1485
B 19 55.56 0.55 0.748 7.42 6.57 9.94 1465B 19 (R) 67.17 0.66 0.738 7.33 6.63 9.96 1458
BPC 1 BPC 1 (R) BPC 2 BPC 2 (R) BPF 1 BPF 1 (R) BQ 1 BQ 1 (R) B 19 B 19 (R)0
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Efic
iênc
ia d
o m
oto
r [%
]
Bomba
Figura 5.1: Eficiência dos motores de indução das bombas analisadas no Campus da Alameda.
É ponto assente que a aplicação de métodos normalizados em campo nem sempre é exequível e,
por vezes, acaba por haver discrepância entre os resultados obtidos pelas diferentes normas.
O fator de carga permite medir o quão perto está o motor a trabalhar do ponto nominal de operação.
Um fator de carga superior a 75 % permite considerar o motor adequado para a função a que se
destina [5], o que vem confirmar que, de todas as bombas analisadas, além dos motores de indução
41
que as alimentam estarem praticamente todos a funcionar a potência inferior à nominal, apenas os
primeiros dois apresentam um fator de carga superior a este valor, sendo também os que apresentam
o valor de rendimento mais alto.
Outro ponto importante a ser verificado aqui, nesta análise feita aos motores de indução das bombas
no Campus, é a potência reativa e o seu impacto na fatura da energia elétrica.
Como se sabe, a potência ativa é necessária para produzir trabalho enquanto que a reativa é ne-
cessária para a criação do fluxo magnético indispensável ao funcionamento dos motores, aumentando,
se o seu elevado consumo for impactante, as perdas das redes de distribuição e nas instalações de
utilização [10]. A faturação de energia reativa é feita de acordo com a Tabela 5.3, através da análise do
fator tanϕ, que se define como o quociente entre a potência reativa e a potência ativa.
Tabela 5.3: Fatores por escalão de faturação de energia reativa [10].
Escalão Descrição Fator multiplicativo
1 Para 0.3 ≤ tanϕ < 0.4 0.332 Para 0.4 ≤ tanϕ < 0.5 1.003 Para tanϕ ≥ 0.5 3.00
Obviamente a faturação de reativa é feita para a globalidade consumida no Campus, mas não deixa
de ser interessante confirmar que de todas as bombas analisadas, os respetivos motores de indução
apresentam todos tanϕ > 0.5, sendo este o fator multiplicado mais alto para a faturação energética.
5.2 Resultados obtidos
Pretende-se nesta secção apresentar os dados adquiridos e resultados obtidos de todas as experi-
ências realizadas tanto com o AT como com o comando V/f de velocidade, focando nos resultados de
rendimento e na sua diferença, obtidos para o MI. De salientar que os resultados aqui apresentados
dizem apenas respeito ao MI da Grundfos de 3 kW facultado pelo Departamento de Engenharia Civil -
Secção de Hidráulica e testado em laboratório.
A Tabela 5.4 resume as potências ativa e reativa de entrada do MI da Grundfos testada em labora-
tório, fator de potência e potência de excitação Pexc (equação (5.2)), assim como a potência dissipada
Pdiss (equação (5.1)) na MCC, para as diferentes situações de carga.
Pdiss = VaIa (5.1)
Pexc = VexcIexc (5.2)
Apresenta-se, ainda, na Tabela 5.5 a velocidade de trabalho do MI e o seu escorregamento, obtido
pela equação (2.7), aquando dos primeiros ensaios realizados com o AT e sem o sensor de binário.
A dimensão dos valores de escorregamento obtidos para o MI permitem, de facto, corroborar a
aproximação considerada para o CE, onde se desprezaram as indutâncias Le e Lr para os ensaios e
cálculos com recurso ao CE do MI.
42
Tabela 5.4: Resumo de resultados do MI alimentado pelo AT.
Carga P [kW] Q [kVAr] cosφ Pexc [kW] Pdiss [kW]
100 % 3.58 2.25 0.847 7.14 2.4590 % 3.25 2.21 0.828 6.01 2.2380 % 2.90 2.10 0.810 4.70 1.9875 % 2.72 2.14 0.786 4.49 1.8470 % 2.60 2.04 0.786 3.69 1.7160 % 2.26 2.02 0.746 2.46 1.4750 % 1.88 2.02 0.681 1.70 1.2340 % 1.64 1.97 0.640 1.51 0.9830 % 1.40 1.91 0.592 1.01 0.7525 % 1.24 1.93 0.542 0.76 0.63
Tabela 5.5: Velocidade e escorregamento do MI nos ensaios com o AT.
Carga N [rpm] s
100 % 2929.0 0.023790 % 2932.2 0.022680 % 2941.9 0.019475 % 2942.7 0.019170 % 2945.7 0.018160 % 2953.0 0.015750 % 2959.0 0.013740 % 2967.3 0.010930 % 2974.3 0.008625 % 2978.2 0.0073
Como é sabido, os ensaios realizados com o AT permitem obter, além dos parâmetros do CE do MI,
já apresentados no Capítulo 4, as curvas de eficiência experimentais.
A partir dos três diferentes métodos, representados pelas equações (3.11), (3.12) e (3.14) e des-
critos no Capítulo 3, obtêm-se as diferentes eficiências para as várias situações de carga, como se
resume na Tabela 5.6. A Figura 5.2 permite, por sua vez, a comparação entre as curvas de eficiência
(em função do binário) para os diferentes métodos, comparadas, ainda, com a curva que se obtém das
da datasheet do fornecedor1, junta no Apêndice C.
Para o Método 1, tendo em consideração as várias cargas testadas com o AT, a diferença entre
eficiência máxima e mínima do MI não é mais do que 7.74 %. Por sua vez, o Método 2 apresenta a
maior diferença, de 23.19 % e o Método 3 de 17.25 %.
Como facilmente se comprova pela Figura 5.2, o método que mais se distancia da curva do forne-
cedor é o Método 2, principalmente para os ensaios com menores cargas, sendo de 19.94 % o erro
relativo de maior valor. O Método 1 apresenta erro relativo máximo, e o mais baixo entre os diferen-1A curva do fornecedor não é explicitamente disponibilizada na datasheet mas é possível, sabendo a potência mecânica (útil)
no eixo e a velocidade de rotação, calcular o binário a partir da equação (5.3), daí ser em função deste que se apresentam ascurvas de rendimento.
T =Pmec
ω(5.3)
43
Tabela 5.6: Eficiências do MI, para diferentes situações de carga.
η [%]
Carga Método 1 Método 2 Método 3
100 % 87.61 83.99 82.0190 % 87.76 83.79 86.2480 % 87.48 80.84 83.0975 % 87.26 81.29 87.6470 % 87.18 78.27 86.6560 % 86.50 76.24 86.5550 % 84.87 76.32 90.9240 % 83.95 70.82 83.3730 % 82.21 63.42 76.6525 % 80.02 60.80 73.67
0 2 4 6 8 10 120
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Binário [Nm]
Re
ndim
ento
do
MI
[%]
Método 1Método 2Método 3Fornecedor
Figura 5.2: Curvas de binário vs eficiência do MI para os diferentes métodos, comparadas com a do fornecedor.
tes métodos, de apenas 2.38 % e o Método 3 de 5.89 %. A Tabela 5.7 resume o erro relativo entre
eficiências, quando comparadas com a do fornecedor, calculadas pela equação (5.4).
ε =|ηexperimental − ηfornecedor|
ηfornecedor(5.4)
Apresentam-se os valores absolutos uma vez que apenas se pretende comparar o quanto se afastam
do teórico, i.e., dos dados do fornecedor.
Sabendo o rendimento do MI, obtido pela equação (3.11), é possível estimar o binário reorganizando
44
Tabela 5.7: Erro relativo entre as eficiências dos vários métodos e a do fornecedor.
ε [%]
Carga Método 1 Método 2 Método 3
100 % 0.42 3.61 5.8990 % 0.59 4.11 1.3280 % 0.14 7.82 5.2675 % 0.50 7.29 0.0670 % 0.59 10.64 1.0860 % 1.15 12.56 0.7450 % 2.35 11.60 5.3140 % 2.38 15.89 0.9830 % 2.22 19.94 3.2525 % 1.91 18.83 1.64
as equações (2.10) e (3.12), obtendo a equação (5.5).
T =ηPtotal
ω(5.5)
A Tabela 5.8 permite comparar o binário obtido a partir da estimativa de parâmetros do MI com o
valor medido diretamente pelo sensor de binário, exclusivamente para os ensaios com o AT.
Tabela 5.8: Comparação entre o binário estimado e medido.
T [Nm]
Carga Método 1 Método 2
100 % 10.22 9.9090 % 9.29 9.0780 % 8.24 8.0975 % 7.69 7.5770 % 7.36 7.2760 % 6.32 6.2950 % 5.16 5.1740 % 4.43 4.4930 % 3.71 3.8025 % 3.19 3.28
Posteriormente aos ensaios com o AT foram realizados ensaios com o conversor eletrónico de po-
tência, para diferentes cargas e frequências. Como descrito no Capítulo 3, foi necessário determinar o
rendimento da MCC, de forma a ser possível aproximar um rendimento para o conjunto conversor e MI,
uma vez que não se tinham disponíveis curvas de eficiência do conversor usado no laboratório, nem se
conseguiu obter o rendimento do MI, a partir da tensão e da corrente de entrada deste.
A Tabela 5.9 resume a potência ativa de entrada do conversor eletrónico de potência, para cada
velocidade e carga testadas, que também se apresenta na Figura 5.3. Cada carga era caraterística de
uma diferente excitação da MCC, potências estas registadas na Tabela 5.10.
45
Tabela 5.9: Potência ativa de entrada do conversor eletrónico de potência, para cada situação de carga efrequência.
Ptotal [kW]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 1.00 1.37 1.80 2.41 2.89 2.87 3.09 3.63 4.1690 % 0.89 1.23 1.68 2.26 2.65 2.60 2.87 3.42 3.8480 % 0.78 1.09 1.45 1.98 2.40 2.31 2.61 2.98 3.4575 % 0.75 1.02 1.42 1.85 2.31 2.24 2.48 2.85 3.2170 % 0.70 0.95 1.34 1.74 2.15 2.08 2.33 2.65 3.0060 % 0.58 0.82 1.10 1.51 1.88 1.92 2.07 2.35 2.6650 % 0.51 0.74 0.96 1.28 1.62 1.66 1.82 2.04 2.3340 % 0.45 0.62 0.80 1.11 1.39 1.43 1.58 1.72 2.0330 % 0.38 0.51 0.65 0.89 1.15 1.17 1.27 1.42 1.6925 % 0.36 0.44 0.60 0.82 0.99 1.03 1.15 1.25 1.4520 % 0.32 0.39 0.48 0.71 0.88 0.91 1.01 1.14 1.2810 % 0.24 0.28 0.36 0.49 0.64 0.62 0.75 0.80 0.940 % 0.17 0.21 0.22 0.33 0.42 0.43 0.43 0.56 0.68
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
1000
2000
3000
4000
5000
Frequência [Hz]Carga [%]
Pot
ênci
a a
tiva
[W]
500
1000
1500
2000
2500
3000
3500
4000
Figura 5.3: Potência ativa de entrada do conversor eletrónico de potência, para cada situação de carga efrequência.
A Tabela 5.11 combina as perdas de atrito e no ferro da MCC e, por sua vez, a Tabela 5.12 as
perdas de Joule para as diferentes cargas e velocidades, nos ensaios realizados com o comando V/f de
velocidade, que vão possibilitar obter as eficiências da MCC para cada ensaio (equação (3.25)) a partir
da potência dissipada em cada ensaio na MCC (Tabela 5.13 e Figura 5.4), como resume a Tabela 5.14
e se apresenta nas Figuras 5.5 e 5.6.
46
Tabela 5.10: Potência de excitação da MCC, para cada situação de carga e frequência.
Pexc [W]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 76.82 23.10 20.39 13.27 13.38 9.28 23.83 7.73 6.4290 % 60.28 16.92 15.38 11.44 10.45 7.30 20.18 5.95 5.1780 % 47.10 13.18 11.56 8.83 13.06 5.46 17.33 4.42 4.0075 % 42.15 10.02 10.17 7.66 7.08 4.95 15.92 3.96 3.3970 % 37.66 8.18 8.57 6.73 6.18 4.22 14.50 3.40 3.1160 % 28.74 6.36 6.41 4.86 4.65 3.29 12.24 2.53 2.2250 % 22.90 5.30 4.45 3.60 3.17 2.30 10.31 1.86 1.6240 % 17.84 3.72 3.13 2.37 2.16 1.59 8.06 1.36 1.1330 % 13.21 2.08 1.91 1.49 1.38 0.99 6.43 0.79 0.7325 % 11.13 1.66 1.46 1.06 0.98 0.76 5.09 0.60 0.4920 % 9.14 1.27 1.11 0.86 0.70 0.52 4.19 0.43 0.3610 % 5.33 0.55 0.40 0.26 0.25 0.17 2.33 0.12 0.19
Tabela 5.11: Perdas de atrito e no ferro na MCC, para as diferentes frequências testadas.
10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
Patrito [W] 1.74 8.33 17.81 74.23 111.90 132.43 178.23 180.11 259.49PFe [W] 45.22 62.25 73.70 80.88 82.08 84.63 102.34 117.33 141.43
Tabela 5.12: Perdas de Joule na MCC, para as diferentes cargas e frequências testadas.
PJoule [W]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 78.31 141.04 165.47 213.47 266.16 272.76 287.13 354.82 400.6990 % 71.44 127.37 149.48 191.33 240.96 247.67 260.93 320.32 358.8780 % 63.34 113.25 132.02 168.66 211.90 216.22 231.88 284.41 317.4575 % 59.47 105.78 124.63 158.03 199.21 202.25 217.01 268.35 296.3070 % 55.56 98.38 114.62 147.49 183.62 186.54 198.45 249.78 280.3560 % 46.82 85.08 99.24 125.77 157.36 163.13 169.01 215.43 239.2950 % 39.26 71.53 82.23 106.25 130.45 134.71 141.81 177.85 198.0740 % 31.80 56.45 66.74 84.78 105.45 107.36 113.08 138.60 158.7130 % 23.48 42.74 49.92 62.98 77.70 81.58 84.81 105.62 120.3025 % 19.48 35.04 41.99 52.64 65.06 68.39 69.75 90.74 98.7020 % 14.61 28.71 32.74 42.66 51.98 54.45 55.90 71.10 79.0310 % 7.67 14.38 17.09 20.89 25.46 25.79 27.11 34.45 41.78
A MCC, sempre a trabalhar como gerador, obteve um rendimento máximo de 89.54 % e o mais baixo
de 36.90 %.
Por sua vez, as Figuras 5.7 e 5.8 e a Tabela 5.15 representam o rendimento global do conjunto,
obtido pela equação (3.23) a partir dos dados na Tabela 5.13 e na Tabela 5.9, para cada velocidade e
situação de carga testadas no laboratório.
O rendimento global do conjunto apresenta um valor máximo de 60.70 % e mínimo de 17.80 %, para
47
Tabela 5.13: Potência dissipada na MCC, para cada situação de carga e frequência.
Pdiss [W]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 414.89 718.78 1032.63 1318.78 1636.74 1680.32 1806.09 2205.68 2488.6690 % 378.63 648.57 933.17 1187.71 1482.12 1523.73 1637.44 1994.33 2239.4380 % 335.75 577.45 824.71 1052.22 1308.51 1334.93 1459.61 1758.54 1984.0375 % 316.14 538.92 778.01 986.66 1234.00 1252.92 1365.91 1658.12 1843.6770 % 295.58 501.25 718.20 920.59 1144.33 1162.56 1257.90 1539.65 1743.4660 % 248.88 433.13 621.47 784.91 983.62 1019.59 1083.34 1332.49 1482.7650 % 209.68 363.74 514.36 662.28 813.84 840.88 909.79 1114.27 1232.5840 % 170.22 286.72 417.10 529.14 657.48 671.90 729.19 866.09 995.3430 % 126.85 216.36 310.69 391.57 484.21 508.27 548.43 661.82 752.9225 % 105.84 177.36 260.82 327.18 404.61 425.93 425.56 567.29 617.5820 % 80.06 144.98 203.01 264.33 322.98 338.25 362.80 443.09 492.3110 % 43.16 72.80 105.83 129.47 157.59 159.73 178.53 213.06 258.73
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
500
1000
1500
2000
2500
Frequência [Hz]
Carga [%]
Pot
ênci
a d
issi
pad
a na
MC
C [W
]
500
1000
1500
2000
Figura 5.4: Potência dissipada na MCC, para cada situação de carga e frequência.
os vários casos testados.
Como foi descrito, a partir do rendimento do conjunto global e da MCC, obtém-se o rendimento do
conjunto conversor e MI (equação (3.28)). De acordo com os dados da Tabela 5.16, apresenta-se nas
Figuras 5.9 e 5.10 a sua evolução.
Efetivamente, se tivesse sido possível calcular o rendimento do conversor eletrónico de potência
usado no laboratório ou se se soubesse o seu rendimento, a partir de documentação técnica, para
48
Tabela 5.14: Rendimento da MCC.
ηMCC [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 89.54 79.22 81.36 78.78 78.56 77.76 76.86 77.39 75.7890 % 86.69 78.18 80.53 78.00 77.74 76.91 75.85 76.52 74.8080 % 84.16 77.19 79.55 76.96 76.91 75.73 74.67 75.28 73.5375 % 83.10 76.42 79.07 76.36 76.17 75.15 73.93 74.69 72.6670 % 82.01 75.72 78.43 75.68 75.50 74.43 73.03 73.90 72.0060 % 79.28 74.37 77.12 73.98 73.94 73.01 71.24 72.31 69.9250 % 76.81 72.67 75.24 71.98 71.70 70.64 68.83 70.18 67.3640 % 73.65 69.93 72.89 69.02 68.86 67.55 65.41 66.58 64.0630 % 68.91 66.04 69.01 64.39 64.18 63.07 60.42 62.20 59.1325 % 65.68 63.05 66.39 61.28 61.06 59.94 55.21 59.41 55.3020 % 60.43 59.66 62.24 57.31 56.84 55.52 52.20 54.62 50.6510 % 46.68 46.31 49.45 42.42 41.82 39.69 36.90 39.11 36.90
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Re
ndim
ento
da
MC
C [%
]
Carga [%]
10Hz15Hz20Hz25Hz30Hz35Hz40Hz45Hz50Hz
Figura 5.5: Rendimento da MCC, para cada velocidade e carga.
diferentes cargas e/ou velocidades, conseguir-se-ia obter facilmente o rendimento do MI, embora se
tenha contactado o fornecedor deste equipamento, não nos conseguiram facultar nada mais que o
manual de programação e utilização.
Dadas as circunstâncias, para que se consiga mais facilmente comparar o rendimento do MI obtido
com o AT e com o comando V/f de velocidade, resta-nos ou considerar um rendimento constante para
49
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]Carga [%]
Re
ndim
ento
da
MC
C [%
]
40
45
50
55
60
65
70
75
80
85
Figura 5.6: Rendimento da MCC, para as várias cargas e frequências testadas.
Tabela 5.15: Rendimento do conjunto MI, conversor e MCC, para as várias cargas e frequências testadas.
(η)(ηconversor)(ηMCC) [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 41.33 52.64 57.35 54.69 56.58 58.52 58.49 60.70 59.8790 % 42.68 52.92 55.55 52.66 55.86 58.51 57.00 58.33 58.3980 % 42.88 52.81 56.77 53.16 54.63 57.79 56.03 59.01 57.5275 % 42.26 52.70 54.65 53.40 53.46 56.01 55.16 58.09 57.4370 % 42.36 52.79 53.51 52.78 53.20 55.94 54.01 58.07 58.1360 % 43.15 52.59 56.50 51.85 52.38 53.22 52.29 56.70 55.7850 % 41.30 49.18 53.64 51.56 50.11 50.59 50.07 54.60 52.9440 % 38.00 45.96 52.20 47.49 47.23 47.00 46.17 50.46 48.9330 % 33.52 42.43 47.46 44.02 41.93 43.28 43.30 46.46 44.4725 % 29.76 40.23 43.19 39.87 40.81 41.47 36.94 45.31 42.5120 % 24.83 37.46 42.05 37.24 36.81 37.20 35.90 38.73 38.6010 % 17.80 25.97 29.18 26.47 24.70 25.59 23.89 26.66 27.43
o conversor, ou assumir uma curva de eficiência de um outro de uma gama próxima. Optou-se, então,
pela segunda hipótese.
O conversor eletrónico de potência utilizado nas experiências laboratoriais era de 7.5 HP. Embora,
on-line, a informação encontrada de rendimentos destes equipamentos, para a carga a que estejam a
operar, seja diminuta, acabou-se por encontrar alguma documentação de rendimentos de conversores
de diferentes gamas de potência, para várias cargas, como mostra a Tabela 5.17.
50
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000
10
20
30
40
50
60
70R
end
imen
to d
o c
onj
unt
o [%
]
Carga [%]
10Hz15Hz20Hz25Hz30Hz35Hz40Hz45Hz50Hz
Figura 5.7: Rendimento do conjunto MI, conversor e MCC, para cada velocidade e carga.
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]
Carga [%]
Re
ndim
ento
do
co
nju
nto
conv
erso
r, M
I e M
CC
[%]
20
25
30
35
40
45
50
55
60
Figura 5.8: Rendimento do conjunto MI, conversor e MCC, para as várias cargas e frequências testadas.
51
Tabela 5.16: Rendimento do conjunto MI e conversor, para as diferentes frequências e cargas.
(η)(ηconversor) [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 46.15 66.45 70.49 69.43 72.02 75.25 76.11 78.44 79.0090 % 49.23 67.70 68.98 67.52 71.86 76.11 75.15 76.23 78.0680 % 50.95 68.41 71.36 69.07 71.04 76.30 75.03 78.38 78.2475 % 50.86 68.96 69.12 69.94 70.18 74.53 74.61 77.77 79.0470 % 51.66 69.72 68.23 69.74 70.46 75.15 73.96 78.58 80.7460 % 54.43 70.72 73.26 70.09 70.84 72.90 73.39 78.41 79.7850 % 53.77 67.67 71.30 71.63 69.89 71.61 72.75 77.80 78.6040 % 51.59 65.73 71.61 68.81 68.59 69.58 70.58 75.79 76.3830 % 48.64 64.24 68.77 68.36 65.34 68.62 71.66 74.21 75.2125 % 45.31 63.82 65.05 65.06 66.83 69.18 66.90 76.27 76.8720 % 41.09 62.78 67.56 64.97 64.76 66.99 68.78 70.90 76.2110 % 38.13 56.08 59.02 62.41 59.07 64.47 64.74 68.17 74.35
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000
10
20
30
40
50
60
70
80
90
100
Re
ndim
ento
do
co
nve
rsor
e d
o M
I [%
]
Carga [%]
10Hz15Hz20Hz25Hz30Hz35Hz40Hz45Hz50Hz
Figura 5.9: Rendimento do conversor e do MI, para cada velocidade e carga.
Não havendo informação específica para o equipamento em estudo, nem on-line para a mesma
gama de potência, optou-se por considerar as duas gamas de potência da Tabela 5.17. Primeiro, os
ensaios realizados permitem saber a que carga está a trabalhar o conversor eletrónico de potência, com
base na corrente de entrada consumida pelo equipamento. Comparando a corrente consumida com a
nominal sabe-se a que carga está o acionamento sujeito, resultados que se apresentam na Tabela 5.18.
52
0
20
40
60
80
100
01020304050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]
Carga [%]
Re
ndim
ento
do
co
nju
nto
conv
erso
r e
MI [
%]
40
45
50
55
60
65
70
75
80
Figura 5.10: Rendimento do conjunto conversor e MI, para as várias cargas e frequências testadas.
Tabela 5.17: Rendimento do conversor para diferentes gamas de potência e várias cargas (adaptado de [11]).
ηconversor [%]
Potência [HP] 1.6 % 12.5 % 25 % 42 % 50 % 75 % 100 %
5 35 80 88 91 92 94 9510 41 83 90 93 94 95 96
Sabendo a carga do conversor, sabe-se o seu rendimento, e com este, sabe-se o rendimento do MI, a
partir do rendimento do conjunto conversor e MI já obtido.
As Tabelas 5.19 e 5.20 representam o rendimento do conversor Altivar 31 usado nas experiências
laboratoriais obtido para as cargas a que estava sujeito, assumindo as cargas e rendimentos da Tabela
5.17. As Figuras 5.11 e 5.12 representam graficamente o seu rendimento, para as cargas e velocidades
testadas. Assume-se que o rendimento do conversor Altivar 31 oscile entre os valores apresentados:
na primeira, os valores oscilam entre 65.57 % e 93.41 %, enquanto que na segunda, entre 61.32 % e
91.69 %.
As Tabelas 5.21 e 5.22 apresentam os resultados obtidos para o MI, assim como as Figuras 5.14 e
5.13, respetivamente. Uma vez que não se tinha informação de um conversor eletrónico de potência
de 7.5 HP, supõe-se que o rendimento oscile entre os valores apresentados: no primeiro, os valores
oscilam entre 54.86 % e 91.40 %, enquanto que no segundo, entre 53.21 % e 87.41 %.
Comparando estes resultados com os obtidos com o AT não se obtiveram rendimentos superiores a
3 %. Sabendo que diferentes velocidades irão permitir diferentes caudais e pressões para as bombas
53
Tabela 5.18: Carga do conversor para as diferentes velocidades e cargas (do MI) testadas.
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 16.12 20.68 25.66 33.56 37.72 38.58 41.05 45.53 50.7390 % 14.75 18.63 24.25 31.00 35.53 35.71 37.67 43.70 47.5380 % 13.24 17.49 21.96 28.45 32.79 32.51 35.30 39.45 43.0175 % 12.74 16.44 21.10 28.45 32.79 32.51 35.30 39.45 43.0170 % 12.15 15.43 20.00 25.07 30.09 29.68 32.42 35.66 37.9560 % 10.50 13.74 17.49 22.15 26.90 27.99 29.50 32.28 34.4350 % 9.50 12.65 15.84 20.05 23.93 24.98 26.58 28.68 31.0040 % 8.95 11.19 13.74 17.63 21.05 22.01 23.47 25.30 27.7630 % 7.53 9.86 11.60 14.79 17.99 18.49 19.77 21.46 24.4325 % 7.49 8.58 10.73 13.84 15.98 16.58 18.31 19.36 21.4620 % 6.80 7.95 9.50 12.33 14.52 15.16 16.48 17.49 19.4510 % 5.75 6.62 7.12 9.50 11.05 11.78 13.01 13.65 15.300 % 4.29 4.93 5.02 6.39 8.08 8.49 9.82 10.00 11.74
Tabela 5.19: Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo dados doconversor de 10 HP.
η [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 86.74 89.46 90.99 92.16 92.53 92.60 92.78 93.08 93.4190 % 85.49 88.46 90.65 91.87 92.35 92.36 92.53 92.97 93.2180 % 83.78 87.75 89.95 91.51 92.08 92.05 92.33 92.67 92.9275 % 83.11 86.99 89.63 91.20 91.90 91.98 92.24 92.54 92.7370 % 82.25 86.15 89.16 90.85 91.75 91.69 92.04 92.36 92.5560 % 79.42 84.39 87.75 90.02 91.24 91.43 91.67 92.02 92.2550 % 77.29 82.98 86.51 89.18 90.56 90.83 91.18 51.54 91.8740 % 75.98 80.69 84.39 87.84 89.61 89.97 90.43 90.90 91.3930 % 72.02 78.11 81.39 85.54 88.08 88.38 89.05 89.77 90.6925 % 71.87 75.04 79.86 84.50 86.63 87.10 88.27 88.85 89.7720 % 69.59 73.26 77.29 82.53 85.26 85.89 87.03 87.75 88.8910 % 65.57 68.94 70.69 77.29 80.45 81.69 83.48 84.28 86.02
hidráulicas, uma enorme vantagem na sua utilização poderá também ser essa. Contudo, os rendimen-
tos assumidos podem não ser os mais exatos ou mais corretos para o conversor eletrónico de potência
utilizado em laboratório.
Com o MI à carga nominal registou-se a sua temperatura, no seu ponto mais quente, fisicamente
acessível, alimentado tanto com o AT como com o conversor. A Figura 5.15 apresenta a sua evolução,
após quase duas horas em funcionamento contínuo, até estabilização.
O MI alimentado com o conversor eletrónico de potência apresenta um funcionamento sempre a
temperatura superior que com o AT. A introdução de harmónicas, caraterística deste acionamento,
contribuindo para aumento das perdas por efeito de Joule, representadas por este aquecimento, po-
dem aqui ficar demonstradas, resultando num comportamento inferior ao esperado do comando V/f de
54
Tabela 5.20: Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo dados doconversor de 5 HP.
η [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 84.12 87.09 88.78 90.14 90.59 90.67 90.90 91.27 91.6890 % 92.76 85.99 88.40 89.80 90.36 90.38 90.58 91.12 91.4380 % 80.91 95.22 87.63 89.38 90.04 90.01 90.34 90.75 91.0775 % 80.19 84.40 87.27 89.03 89.84 89.92 90.23 90.60 90.8370 % 79.26 83.47 86.76 88.63 89.66 89.59 89.99 90.38 90.6160 % 76.21 81.57 85.22 87.70 89.07 89.29 89.56 89.98 90.2450 % 73.92 80.05 83.87 86.78 88.31 88.61 89.00 89.42 89.8040 % 72.51 77.58 81.57 85.32 87.25 87.65 88.17 88.69 89.2530 % 68.24 74.79 78.33 82.81 85.57 85.90 86.64 87.43 88.5625 % 68.09 71.50 76.69 81.69 83.99 84.51 85.79 86.42 87.4320 % 65.64 69.58 73.92 79.56 82.51 83.20 84.43 85.22 86.4710 % 61.32 64.94 66.82 73.92 77.32 78.65 80.59 81.46 83.34
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]
Carga [%]
Re
ndim
ento
do
co
nve
rsor
Alti
var
31
[%]
70
75
80
85
90
Figura 5.11: Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo dados doconversor de 10 HP.
velocidade em relação à alimentação a velocidade fixa com o AT, pelo menos no regime estacionário
estudado.
A Tabela 5.23 resume os binários obtidos para cada carga testada nos ensaios a diferentes veloci-
dades com o conversor e a Figura 5.16 permite comparar os diferentes binários disponibilizados pelo
MI e comparar, ainda, com os valores medidos e estimados de binário dos ensaios com o AT.
55
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]
Carga [%]
Re
ndim
ento
do
co
nve
rsor
Alti
var
31
[%]
65
70
75
80
85
90
Figura 5.12: Rendimento do conversor Altivar 31, para diferentes cargas e velocidades, assumindo dados doconversor de 5 HP.
Tabela 5.21: Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de 5 HP.
η [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 54.86 76.30 79.39 77.03 79.50 82.99 83.73 85.94 86.1790 % 59.48 78.73 78.03 75.19 79.52 84.21 82.96 83.66 85.3880 % 62.97 80.27 81.43 77.28 78.90 84.77 83.06 86.37 85.9275 % 63.42 81.71 79.20 75.56 78.12 82.88 82.69 85.84 87.0270 % 65.17 83.52 78.65 78.68 78.59 83.88 82.18 86.95 89.1160 % 71.42 86.69 85.96 79.92 79.53 81.64 81.94 87.15 88.4150 % 72.74 84.53 85.01 82.54 79.14 80.82 81.74 87.01 87.5340 % 71.15 84.73 87.79 80.65 78.61 79.38 80.05 85.45 85.5830 % 71.27 85.89 87.79 82.55 76.35 79.88 82.71 85.45 85.0225 % 66.54 89.26 84.83 79.64 79.57 81.86 77.98 88.26 87.9220 % 62.60 90.22 91.40 81.66 78.49 80.52 81.46 83.19 88.1410 % 62.18 86.36 88.33 84.43 76.40 81.97 80.33 83.69 89.22
Os ensaios com o conversor eletrónico de potência, à velocidade de 50 Hz, não apresentam um
binário superior a 4 % àquele que se tem quando o MI é alimentado diretamente da rede, pelo AT.
56
0
20
40
60
80
100
010
2030
4050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]
Carga [%]
Re
ndim
ento
do
MI
[%]
55
60
65
70
75
80
85
90
Figura 5.13: Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de 5 HP.
Tabela 5.22: Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de 10 HP.
η [%]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 53.21 74.28 77.47 75.34 77.83 81.26 82.03 84.27 84.5890 % 57.59 76.54 76.10 73.49 77.81 82.40 81.22 82.00 83.7580 % 60.82 77.96 79.33 75.48 77.15 82.89 81.27 84.58 84.2075 % 61.20 79.27 77.12 76.69 76.36 81.03 80.89 84.04 85.2470 % 62.80 80.93 76.53 76.76 76.79 81.96 80.36 85.08 87.2460 % 68.53 83.80 83.48 77.86 77.64 79.73 80.06 85.21 86.4950 % 69.57 81.55 82.42 80.32 77.17 78.84 79.79 84.99 85.5540 % 67.90 81.46 84.85 78.33 76.54 77.34 78.05 83.37 83.5730 % 67.54 82.25 84.49 79.92 74.18 77.64 80.47 83.22 82.9325 % 63.04 85.05 81.45 76.99 77.15 79.43 75.79 85.84 85.6320 % 59.05 85.69 87.41 78.73 75.96 77.99 79.03 80.79 85.7310 % 58.15 81.35 83.50 80.74 73.43 78.92 77.55 80.88 86.43
57
0
20
40
60
80
100
01020304050
0
20
40
60
80
100
Frequência [Hz]
Carga [%]
Re
ndim
ento
do
MI
[%]
55
60
65
70
75
80
85
Figura 5.14: Rendimento do MI, para diferentes cargas e velocidades, com os dados do conversor de 10 HP.
Figura 5.15: Temperatura do MI para ensaio com o AT e o conversor.
58
Tabela 5.23: Binário para cada situação de carga e velocidade.
T [Nm]
Carga 10 Hz 15 Hz 20 Hz 25 Hz 30 Hz 35 Hz 40 Hz 45 Hz 50 Hz
100 % 7.76 9.95 10.39 10.89 11.23 9.94 9.47 10.22 10.6090 % 7.32 9.10 9.49 9.91 10.28 9.12 8.70 9.35 9.6680 % 6.68 8.21 8.49 8.89 9.17 8.11 7.88 8.38 8.7075 % 6.37 7.74 8.06 8.41 8.74 7.67 7.44 7.96 8.1770 % 6.04 7.26 7.50 7.91 8.17 7.19 6.94 7.47 7.8060 % 5.26 6.39 6.60 6.90 7.17 6.43 6.13 6.61 6.8250 % 4.57 5.49 5.60 5.98 6.12 5.48 5.33 5.69 5.8840 % 3.87 4.50 4.69 4.99 5.15 4.58 4.49 4.66 4.9930 % 3.08 3.59 3.69 3.96 4.07 3.71 3.66 3.82 4.0825 % 2.70 3.09 3.22 3.47 3.57 3.27 3.11 3.42 3.5820 % 2.22 2.67 2.67 3.00 3.06 2.80 2.80 2.91 3.1210 % 1.55 1.72 1.75 1.99 2.03 1.85 1.95 1.95 2.25
0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 1000
2
4
6
8
10
12
Bin
ário
[Nm
]
Carga [%]
10HzV/f
15HzV/f
20HzV/f
25HzV/f
30HzV/f
35HzV/f
40HzV/f
45HzV/f
50HzV/f
50HzAT
medido
50HzAT
estimado
Figura 5.16: Binários disponíveis para os ensaios com o AT e o conversor.
59
60
6Conclusões e trabalho futuro
Conteúdos6.1 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 626.2 Trabalho Futuro . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
61
6.1 Conclusões
A importância de uma utilização eficiente da energia elétrica é deveras importante e indispensável
para a sustentabilidade do modo de vida da sociedade atual. A eficiência energética surge, assim, com
a necessidade de tornar todos os processos, desde a criação à fase última de consumo de energia,
económica e, até, ambientalmente sustentáveis.
A indústria acaba por ser o maior consumidor de energia elétrica e a tarefa de aumentar a eficiência
energética começa por tornar todos os sistemas já instalados eficientes. A confirmação de algum tipo
de avaria nos motores, o seu funcionamento a cargas menores que as recomendadas e/ou esperadas,
o seu sobredimensionamento, a possibilidade de juntar outros acionamentos que permitam um aumento
de eficiência e, quando necessário, a adoção de novas tecnologias e equipamentos, construídos sob
cada vez mais restritas e exigentes normas, regras e/ou políticas, são algumas das opções base para
o melhoramento ou o aumento da eficiência dos sistemas instalados.
Os motores elétricos são utilizados para os mais diversos fins, a alimentação de bombas é um
dos exemplos. Alimentados diretamente da rede, funcionam a velocidade fixa. Embora seja esta a
frequência que permite o MI estar a trabalhar próximo da velocidade nominal, a necessidade de dife-
rentes caudais e alturas de bombeamento de água pode beneficiar de outras velocidades de rotação
de funcionamento.
Ter o MI e, consequentemente, a bomba a rodar a diferentes frequências pode ser conseguido com
um comando V/f de velocidade. Porém, mais do que nunca, o interesse primeiro é garantir que todo
este processo seja o mais eficiente possível.
No desenvolvimento desta dissertação foi realizado um vasto conjunto de trabalhos experimentais
que pretendiam confirmar se a utilização de um conversor eletrónico de potência na alimentação de um
MI proporcionava um aumento da eficiência energética, em detrimento de uma ligação direta à rede.
Importa salientar que toda a análise que se pretenda fazer in loco está limitada, pois não se pode
simplesmente parar os motores de indução em funcionamento. De acrescentar que todas as técnicas
de procura por avarias ou desiquilíbrios no motor e análise em termos energéticos são só vantajosas
se forem possíveis realizar durante o seu normal funcionamento.
Nesta dissertação descreveram-se três diferentes métodos que permitem obter o rendimento do MI
a partir de diferentes dados adquiridos, um dos quais se utiliza para analisar os motores no Campus
no seu funcionamento normal. Foram, ainda, feitos ensaios laboratoriais a um MI (a funcionar como
motor) alimentado pelo AT e pelo conversor eletrónico de potência, acoplado a uma MCC, a funcionar
como gerador, para diferentes cargas. Pretendia-se, pelos vários métodos, poder obter o rendimento
do MI e analisar, em termos de eficiência, a diferença entre uma ligação direta à rede e funcionamento
com velocidade fixa, assim como um funcionamento com diferentes velocidades, com o conversor.
Verificou-se que a tensão e a corrente que alimenta o MI, nos ensaios com o AT, não apresentam
harmónicas com uma amplitude superior a 10 % da fundamental, o que nos permite recorrer aos valores
obtidos da harmónica fundamental e não necessitando aplicar o CE a cada harmónica nem obter os
resultados como um somatório de harmónicas.
62
Os ensaios em carga máxima e em vazio realizados com o AT permitiram calcular e/ou estimar
os parâmetros do CE do MI. Recorre-se a este para determinar o rendimento do MI, pelo Método 1
apresentado. Comparando a curva de eficiência, obtida por este método, com a curva do fornecedor,
obteve-se um erro relativo máximo de 2.38 % e médio de 1.23 %, o que nos permite inferir que os parâ-
metros obtidos para o MI, assim como as aproximações assumidas, refletem um bom comportamento
para o motor analisado, resultando numa descrição correta para os valores de rendimento obtidos para
o MI.
O equipamento utilizado para medição direta de binário, no Método 2, fora utilizado pela primeira
vez nos ensaios realizados nesta dissertação. À partida, este seria o método que se esperava resulta-
dos com menor erro, uma vez que implicava apenas a medição direta de grandezas, porém tal não se
verificou. Este permitiu calcular o rendimento do MI, partindo da medição do binário no acoplamento
entre o MI e a MCC e da sua velocidade. A aquisição de ambas as grandezas foram feitas com soft-
ware e dispositivos de aquisição de dados específicos, facultados temporariamente por um aluno de
doutoramento do Departamento de Engenharia Civil - Secção de Hidráulica. Porém, foi este o método
que obteve o erro relativo máximo mais alto, de 19.94 % e médio de 11.23 %, comparativamente aos
valores do fornecedor, embora para situações de carga próximas da máxima, este erro seja inferior a
10 %.
Nem sempre se têm ambientes eletrico-ambientalmente controlados que permitam aplicar normas
específicas para determinar o rendimento dos motores. O Método 3 permite contornar essa dificuldade
e pode, ainda, ser aplicado aos motores de indução analisados no Campus sem necessidade de inter-
romper o seu funcionamento normal. Apresenta um erro relativo máximo de 5.89 % e médio de 2.55 %,
o que vem revelar ser, também, um bom método para a determinação do rendimento do MI.
Foram vários os dados adquiridos e registados: evolução temporal da tensão e da corrente de
alimentação do MI e do conversor eletrónico de potência, velocidade, tensão e corrente de excitação
e da armadura da MCC. Porventura, a maior dificuldade desta dissertação foi a aquisição de dados,
para posterior tratamento. A leitura feita aos valores de tensão e corrente da MCC resultam de tensão
e corrente CC e os problemas ocorreram na leitura e aquisição da tensão e corrente de entrada do
MI. Aliás, importa salientar que a alimentação do MI diretamente da rede, auxiliada pelo AT, embora
influenciadas por outras harmónicas ou ruído externo, tanto a tensão como a corrente aproximam-se de
sinusoides, facilitando todo o tratamento de dados e obtenção de resultados, porém, toda a aquisição
de dados feita para os ensaios com o comando V/f de velocidade veio a revelar várias dificuldades e
problemas a superar.
Com o intuito de determinar o rendimento do MI, o objetivo principal, e primeiro, era conseguir obter
a potência de entrada do motor e conseguir obter ou estimar de alguma forma a potência mecânica,
que nos permitisse uma aproximação o mais correta e/ou aceitável do rendimento do MI.
A eletrónica que constitui um conversor eletrónico de potência é responsável por adicionar ruído e
harmónicas que aparecem na tensão e corrente de entrada do MI. A leitura e registo destas é limitada
pelo equipamento disponível, pois requer grandes escalas de tempo e frequência de amostragem, para
que os dados registados sejam fiáveis e tenham resolução suficiente para registar e mostrar aquilo que
63
o MI está mesmo a receber. Mais que isso, também temos limitação no equipamento disponível no
laboratório, uma vez que está indicado para trabalhar à frequência da rede.
Os primeiros registos feitos à saída do conversor e adquiridos pelo osciloscópio davam-nos duas
alternativas: ou se recorria à FFT da tensão e da corrente diretamente no osciloscópio, sem sucesso,
pois apenas se conseguia obter o valor absoluto das várias harmónicas constituintes e ficava em falta
o argumento, para poder fazer o cálculo de potências, ou, então, registavam-se as evoluções temporais
da tensão e da corrente (ensaios registados com várias janelas de tempo) porém, não sendo puramente
sinusoidais, recorria-se computacionalmente à FFT para obter os valores absolutos e argumentos das
harmónicas, e poder ainda obter a tensão e a corrente como somatórios de harmónicas e as potências
relacionadas também com estes. Todavia, os resultados que se obtiveram não apresentavam coerência
nem significado físico.
Pensou-se que o problema estaria no ruído presente tanto na tensão como na corrente ou no facto
do osciloscópio não ter resolução suficiente, e registar sempre o mesmo número de pontos, indepen-
dentemente da escala de tempo selecionada, e como tinham uma elevada componente harmónica de
alta frequência, introduzida pelo conversor eletrónico de potência, se precisaria de um dispositivo que
permitisse regista-los com uma frequência de amostragem superior à do osciloscópio.
Surgiam então duas hipóteses: a construção de um filtro passa-baixo que filtrasse a componente de
alta frequência presente na alimentação do MI ou a aquisição de um dispositivo para adquirir a tensão
e a corrente com melhor e maior resolução.
Primeiramente, testou-se um filtro passa-baixo, todavia, apenas se conseguia alguma filtragem na
leitura e não na tensão e na corrente de alimentação do MI, uma vez que não se conseguia fazer o
motor rodar alimentando as três fases com três filtros, deixando de fazer sentido estar a tratar dados
que não eram aqueles que realmente alimentavam o MI.
Foi, então, que surgiu a possibilidade de comprar dois trandutores, um de tensão e outro de corrente,
com os quais se construíram dois sensores distintos, de tensão e corrente. Recorreu-se a software
específico e a um dispositivo de aquisição de dados para registar a tensão e a corrente, para os variados
ensaios realizados, não obstante, os resultados obtidos após tratamento de dados, voltou a resultar em
valores incoerentes para as experiências em causa.
É importante referir que, quando se fala em falta de coerência nos resultados obtidos, se deve ao
facto de, uma vez que se obtinha facilmente a potência dissipada pela MCC, e se esperava um fluxo de
potência a diminuir desde a rede até à dissipada, tal não se verificava nos resultados que se obtinham,
e ainda ocorria que as potências aumentassem e diminuissem irregularmente de carga para carga
testada, quando não era esperado.
Sabe-se que o conversor eletrónico de potência é um acionamento de alta eficiência, restando-nos
então adquirir a tensão e a corrente de entrada deste, por forma a haver uma hipótese de aproxi-
mar/estimar o rendimento do MI para os acionamentos. Com base na tensão e na corrente de entrada
do conversor e dos valores lidos na excitação e armadura da MCC e das suas perdas, foi possível obter
o rendimento do conjunto conversor e MI.
De facto sabe-se que interessava obter o rendimento do MI em estudo e não apenas de uma apro-
64
ximação pelo rendimento do conjunto, porém haviam dois problemas: ou se obtinha o rendimento do
conversor a partir da razão entre potência à entrada e à saída deste, o que não foi possível, pois não
se conseguia utilizar os dados registados à saída, ou então se se conseguia do fornecedor informação
acerca do seu rendimento, o que também não foi concretizável.
Quando se tentou pesquisar na internet documentação deste equipamento não se conseguiram
obter resultados conclusivos, tentando, ainda, contactar outro fornecedor de equipamentos similares
mas, uma vez mais, a resposta foi a mesma. Conseguiu-se, contudo, encontrar alguma informação
on-line, embora não da mesma gama de potência, mas de uma gama superior e outra inferior o que
nos permitiu ter uma noção do comportamento do MI alimentado pelo conversor eletrónico de potência,
em termos de eficiência e binário, como se pretendia.
Sabendo as curvas de rendimento do conversor e a carga a que está a trabalhar, a partir da corrente
de entrada deste, comparativamente à nominal, como se sabe o rendimento do conjunto conversor e
MI, consegue-se obter, assim, o rendimento do MI.
Um dos objetivos da utilização do comando V/f de velocidade é permitir o MI funcionar a diferentes
velocidades e, consequentemente, permitir diferentes caudais e alturas para o caudal que passa pela
bomba. Todavia, os resultados obtidos não resultaram em rendimentos superiores a 3 % aos obtidos
com o AT.
Fizeram-se dois testes de medição de temperatura ao MI, à velocidade de 50 Hz e carga nominal,
com o AT e com o conversor eletrónico de potência e, verificou-se que a temperatura do MI foi superior
nos ensaios com o comando V/f de velocidade. Uma das desvantagens da utilização de um conversor
prende-se ao facto de adicionarem harmónicas à tensão e à corrente que alimenta o motor, contribuindo
para um aumento das perdas de Joule, além do impacto que têm na própria eletrónica do equipamento,
perdas estas que contribuem para uma diminuição do rendimento do MI.
Idealmente, seria esperado que o rendimento do MI aumentasse significativamente com a utilização
do conversor eletrónico de potência, mas tal não se verificou. As considerações feitas em termos de
ensaios e rendimentos para o conversor certamente têm influência nos resultados obtidos. Os ren-
dimentos assumidos podem não ser os mais exatos ou mais corretos para o conversor eletrónico de
potência utilizado em laboratório pois, embora possam dar uma boa aproximação do seu comporta-
mento, permite-nos apenas ter noção da gama de valores possíveis para o rendimento do conversor,
consoante a carga a que esteja a trabalhar, em cada ensaio realizado, contribuindo, apenas, para um
conhecimento aproximado do rendimento do MI em análise.
Paralelamente ao trabalho desenvolvido em laboratório para esta dissertação, observaram-se os
motores de indução das bombas no seu funcionamento normal no Campus da Alameda. Pretendeu-se
analisar a sua eficiência e o seu estado de carga e, como se verificou nos resultados apresentados, os
motores de indução analisados encontravam-se a trabalhar a cargas inferiores às recomendadas, além
da potência reativa em excesso que provoca um fator de potência inferior ao recomendado para não
haver uma faturação extra.
O motor de uma bomba, comparativamente ao denominado motor de reserva, apresenta uma dis-
crepância entre os seus rendimentos. Estando ambos a trabalhar alternadamente e com a mesma
65
finalidade, apresentam diferentes consumos de energia elétrica, além de, maioritariamente, estarem
aquém do ponto de funcionamento nominal.
Um dos pontos importantes deste trabalho é a descrição de um método que permite que se analisem
os motores de indução (neste caso das bombas) sem a necessidade de parar todo o sistema em que se
encontra instalado. Apenas com as evoluções no tempo de tensão e corrente e a medida da velocidade,
consegue-se obter a carga e estimar um rendimento para o MI, que vai nos permitir inferir se o motor se
encontra bem dimensionado para a aplicação em causa e se ainda, pelo trabalho desenvolvido [27,28],
apresentam algum tipo de desequilíbrio e/ou avaria no rotor ou no estator.
6.2 Trabalho Futuro
Este trabalho permitiu-nos confirmar que para as situações testadas, para as condições e compor-
tamentos assumidos, a vantagem primeira de utilização de um conversor eletrónico de potência para
aumento de eficiência do MI não foi significativa.
Sugere-se, então, para trabalho futuro, como seguimento desta dissertação ou como complemento,
determinar os parâmetros do CE do MI que variam com a carga a que o motor está sujeito, por forma
a determinar a sua eficiência e aproximar o modelo de análise de eficiência dos motores de indução a
um estudo mais completo.
A análise da potência reativa nos motores de indução e a sua compensação, uma vez que esta em
excesso é também faturada, merece também ser efetuada.
Seria interessante fazer esta mesma análise de otimização energética dos sistemas de bombagem
hidráulica, utilizando também um conversor eletrónico de potência com comando V/f de velocidade,
mas com o MI a funcionar como gerador, tanto para geração como para recuperação de energia.
A variação do caudal pode ser conseguida por válvulas de seccionamento. Seria interessante com-
parar esta possibilidade com a utilização de um conversor eletrónico de potência, em termos de efici-
ência global da operação, da bomba e do MI, assim como de economização energética.
Sugere-se, ainda, comparar os arranques do MI com o AT e com o conversor eletrónico de potência
ou, ainda, com um arrancador suave, com o intuito de confirmar se se consegue alguma poupança de
energia durante esse processo.
66
Bibliografia
[1] Grundfos, The Centrifugal Pump, 2009. [Online]. Available: http://dk.grundfos.com/content/dam/
Global%20Site/Industries%20%26%20solutions/Industry/pdf/The_Centrifugal_Pump.pdf
[2] Grundfos, Pump Handbook, 2004. [Online]. Available: http://net.grundfos.com/doc/webnet/mining/
_downloads/pump-handbook.pdf
[3] Energy Costs for Irrigation Pumping. Lancaster County, NE: University of Nebraska Lincoln
Extension Educator, ch. 13 - Irrigation. [Online]. Available: http://passel.unl.edu/pages/
printinformationmodule.php?idinformationmodule=1130447149&idcollectionmodule=1130274164
[4] A. E. Fitzgerald and et al., Electric Machinery, 6th ed. McGraw-Hill Higher Education, 2003, ch. 4
- Introduction to Rotating Machines, pp. 183–187.
[5] A. Santos and et al., “Eficiência energética - teoria e prática,” Eletrobrás / Procel Educação
and UNIFEI and FUPAI, Itajubá, Tech. Rep., 2007. [Online]. Available: http://www.mme.gov.br/
documents/10584/1985241/Efic%20En-Teoria%20e%20Pratica-Eletr-Procel-Unifei%20-07.pdf
[6] “Rectifier circuits - chapter 3: Diodes and rectifiers,” Mar 2014. [Online]. Available:
http://www.allaboutcircuits.com/textbook/semiconductors/chpt-3/rectifier-circuits/
[7] C. Hartman, “What is a variable frequency drive?” Mar 2014. [Online]. Available:
http://www.vfds.com/blog/what-is-a-vfd
[8] P. Stavrou, Variable speed pump drives for industrial machinery - system considerations, Feb 2015.
[9] EDP, “Soluções de eficiência PME - motores de alto rendimento.” [Online]. Available:
https://energia.edp.pt/media/107660/motoresaltorendimento_edp_pme.pdf
[10] EDP, “Novas regras de faturação da energia reativa,” 2011. [Online]. Available: https:
//www.edp.pt/pt/empresas/informacoesuteis/Pages/novasRegrasEnergiaReativa.aspx
[11] U. S. D. of Energy, “Adjustable speed drive part-load efficiency,” November 2012. [Online].
Available: https://energy.gov/sites/prod/files/2014/04/f15/motor_tip_sheet11.pdf
[12] D. S. Roberto and F. S. dos Santos, “Estudo do acionamento de bombas centrífugas por meio
de dvr’s e análise de viabilidade técnica e econômica (EVTE) em uma unidade de coqueamento
retardado,” Projeto final de bacharelato, Centro Federal de Educação Tecnológica Celso Suckow
da Fonseca, Rio de Janeiro, May 2014.
67
[13] “Máquinas de fluxo - notas de aula,” UNIVERSITAS – Centro Universitário de Itajubá,
2009. [Online]. Available: http://ftp.demec.ufpr.br/disciplinas/TM120/APOSTILA_MH/M_quinas+
de+Fluxo_AULAS_EFEI.PDF
[14] P. J. Bhatt and A. R. Hajari, “Energy conservation in automatic fluid flow control using variable
frequency drive,” International Journal of Advanced Technology in Engineering and Science, vol. 02,
no. 12, Dec 2014.
[15] A. Dente, “Accionamentos e veículos elétricos - máquina assíncrona,” IST/DEEC - Energia, 2011.
[16] IEEE, 112 IEEE Standard Test Procedure for Polyphase Induction Motors and Generators, New
York, Nov 2004.
[17] P. Branco, “Accionamentos e veículos elétricos - apontamentos de aulas,” IST/DEEC - Energia,
2015.
[18] R. Marques, “Design and prototyping of an inverter for dahlander motors,” Master’s thesis, Instituto
Superior Técnico, Apr 2016.
[19] N. Khalid, “Efficient energy management: is variable frequency drives the solution,” in Procedia
- Social and Behavorial Sciences. International conference on corporate governance and
strategic management, Aug 2014. [Online]. Available: http://ac.els-cdn.com/S1877042814039044/
1-s2.0-S1877042814039044-main.pdf?_tid=ce7ae936-3fb5-11e6-9a44-00000aacb362&acdnat=
1467396256_c59819783101439bd1822efd0646ebf1
[20] P. Marique, “L’adaptation des pompes et des ventilateurs aux besoins - variation de vitesse,” Ener-
plan, Tech. Rep., 1997.
[21] J. Kim and R. Krishnan, “Single-controllable-switch-based switched reluctance motor drive for low-
cost variable- speed applications,” IEEE Transactions, vol. 27, 2012.
[22] U. S. EIA, “Today in energy,” Jul 2013. [Online]. Available: http://www.eia.gov/todayinenergy/detail.
php?id=12251
[23] KSB, “Novas exigências no consumo energético das bombas,” Feb 2013. [Online]. Avai-
lable: http://www.ksb.com/ksb-pt/Informacoes_tecnicas_noticias_ch/Arquivo/2013-pressearchiv/
novas-exigencias-no-consumo-energetico-das-bombas-1/177600/
[24] E. Commission, “Communication from the commission to the european parliament, the council, the
european economic and social committee and the committee of the regions,” Mar 2014. [Online].
Available: http://ec.europa.eu/europe2020/pdf/europe2020stocktaking_en.pdf
[25] I. Husain, Electric and hybrid vehicles - Design fundamentals, C. Press, Ed. Florida: Taylor and
Francis e-Library, Mar 2003.
[26] M. V. Guedes, “Grandezas periódicas não sinusoidais,” Faculdade de Engenharia da Universidade
do Porto, Porto, Tech. Rep., 1992. [Online]. Available: http://paginas.fe.up.pt/maquel/AD/GPnS.pdf
68
[27] A. Cabral, “Manutenção preditiva de accionamentos eletromecânicos: detecção e diagnóstico de
condições de funcionamento anómalas em motores de indução trifásicos,” Master’s thesis, Instituto
Superior Técnico, 2016.
[28] P. Nunes, “Technico-economical evaluation of the substitution of electric motors present at the
IST Alameda Campus according to the commission regulation (EC) no 640/2009,” Master’s thesis,
Instituto Superior Técnico, 2017.
69
70
ATransdutor de corrente LA 25-NP
A-1
Page 1/3
9November2011/version 14 LEM reserves the right to carry out modifications on its transducers, in order to improve them, without prior notice www.lem.com
Current Transducer LA 25-NPFor the electronic measurement of currents: DC, AC, pulsed..., with galvanic isolation between the primary circuit and the secondary circuit.
Electrical data
IPN Primary nominal current rms 25 AtIPM Primary current, measuring range 0 .. ± 36 AtRM Measuring resistance @ TA = 70°C TA = 85°C RM min RM max RM min RM max
with ± 15 V @ ± 25 At max 100 320 100 315 Ω @ ± 36 At max 100 190 100 185 ΩISN Secondary nominal current rms 25 mAKN Conversion ratio 1-2-3-4-5 : 1000VC Supply voltage (± 5 %) ± 15 VIC Current consumption 10 + IS mA
Accuracy - Dynamic performance data
X Accuracy @ IPN, TA = 25°C ± 0.5 %εL Linearity error < 0.2 % Typ MaxIO Offset current 1) @ IP = 0, TA = 25°C ± 0.05 ± 0.15 mAIOM Magnetic offset current 2) @ IP = 0 and specified RM, after an overload of 3 x IPN ± 0.05 ± 0.15 mAIOT Temperature variation of IO 0°C .. + 25°C ± 0.06 ± 0.25 mA + 25°C .. + 70°C ± 0.10 ± 0.35 mA - 25°C .. + 85°C ± 0.5 mA - 40°C .. + 85°C ± 1.2 mAtr Response time 3) to 90 % of IPN step < 1 µsdi/dt di/dt accurately followed > 50 A/µsBW Frequency bandwidth (- 1 dB) DC .. 150 kHz
General data
TA Ambient operating temperature - 40 .. + 85 °CTS Ambient storage temperature - 45 .. + 90 °CRP Primary coil resistance per turn @ TA = 25°C < 1.25 mΩRS Secondary coil resistance @ TA = 70°C 110 Ω @ TA = 85°C 115 ΩRIS Isolation resistance @ 500 V, TA = 25°C > 1500 MΩm Mass 22 g Standards EN 50178: 1997
Notes: 1) Measurement carried out after 15 mn functioning 2) The result of the coercive field of the magnetic circuit 3) With a di/dt of 100 A/µs.
IPN = 5-6-8-12-25 At
Features
Closed loop (compensated) current transducer using the Hall effect
Isolated plastic case recognized according to UL 94-V0.
Advantages
Excellent accuracy Very good linearity Low temperature drift Optimized response time Wide frequency bandwidth No insertion losses High immunity to external
interference Current overload capability.
Applications
AC variable speed drives and servo motor drives
Static converters for DC motor drives
Battery supplied applications Uninterruptible Power Supplies
(UPS) Switched Mode Power Supplies
(SMPS) Power supplies for welding
applications.
Application domain
Industrial.
16080
Page 2/3
9November2011/version 14 LEM reserves the right to carry out modifications on its transducers, in order to improve them, without prior notice www.lem.com
Current Transducer LA 25-NP
Isolation characteristics
Vd Rms voltage for AC insulation test, 50 Hz, 1 min 2.5 kVVw Impulse withstand voltage 1.2/50 µs 9 kV MindCp Creepage distance 10.63 mmdCI Clearance 10.63 mmCTI Comparative Tracking Index (group IIIa) 175
Applications examples
According to EN 50178 and IEC 61010-1 standards and following conditions:
Over voltage category OV 3 Pollution degree PD2 Non-uniform field
Safety
This transducer must be used in electric/electronic equipment with respect to applicable standards and safety requirements in accordance with the manufacturer’s operating instructions.
Caution, risk of electrical shock
When operating the transducer, certain parts of the module can carry hazardous voltage (eg. primary busbar, power supply). Ignoring this warning can lead to injury and/or cause serious damage. This transducer is a build-in device, whose conducting parts must be inaccessible after installation. A protective housing or additional shield could be used. Main supply must be able to be disconnected.
EN 50178 IEC 61010-1
dCp, dCI, Rated insulation voltage Nominal voltageBasic insulation 1700 V 1700 VReinforced insulation 600 V 600 V
Vw
Page 3/3
9November2011/version 14 LEM reserves the right to carry out modifications on its transducers, in order to improve them, without prior notice www.lem.com
Dimensions LA 25-NP (in mm)
Number of primary turns
Primary current Nominal output current
ISN [mA]
Turns ratio KN
Primary resistance
RP [mΩ]
Primary insertion inductance
LP [µH]
Recommended connectionsnominal
IPN [A]maximum
IP [A]
1 25 36 25 1 / 1000 0.3 0.023
5 4 3 2 1 IN
OUT 6 7 8 9 10
2 12 18 24 2 / 1000 1.1 0.09
5 4 3 2 1 IN
OUT 6 7 8 9 10
3 8 12 24 3 / 1000 2.5 0.21
5 4 3 2 1 IN
OUT 6 7 8 9 10
4 6 9 24 4 / 1000 4.4 0.37
5 4 3 2 1 IN
OUT 6 7 8 9 10
5 5 7 25 5 / 1000 6.3 0.58
5 4 3 2 1 IN
OUT 6 7 8 9 10
Mechanical characteristics General tolerance ± 0.2 mm Fastening & connection of primary 10 pins 0.7 x 0.6 mm Fastening & connection of secondary 3 pins Ø 1 mm Recommended PCB hole 1.2 mm
Connection
Remarks IS is positive when IP flows from terminals 1, 2, 3, 4, 5 to
terminals 10, 9, 8, 7, 6. This is a standard model. For different versions (supply
voltages, turns ratios, unidirectional measurements...), please contact us.
BTransdutor de tensão LV 25-P
B-1
Page 1/3
20November2012/version 18 LEM reserves the right to carry out modifications on its transducers, in order to improve them, without prior notice www.lem.com
Voltage Transducer LV 25-PFor the electronic measurement of currents: DC, AC, pulsed..., with galvanic isolation between the primary circuit and the secondary circuit.
Electrical data
IPN Primary nominal current rms 10 mAIPM Primary current, measuring range 0 .. ± 14 mARM Measuring resistance RM min RM max
with ± 12 V @ ± 10 mA max 30 190 Ω @ ± 14 mA max 30 100 Ω with ± 15 V @ ± 10 mA max 100 350 Ω @ ± 14 mA max 100 190 ΩISN Secondary nominal current rms 25 mAKN Conversion ratio 2500 : 1000VC Supply voltage (± 5 %) ± 12 .. 15 VIC Current consumption 10 (@ ± 15 V) + IS mA
Accuracy - Dynamic performance data
XG Overall accuracy @ IPN, TA = 25°C @ ± 12 .. 15 V ± 0.9 % @ ± 15 V (± 5 %) ± 0.8 %εL Linearity error < 0.2 % Typ MaxIO Offset current @ IP = 0, TA = 25°C ± 0.15 mAIOT Temperature variation of IO 0°C .. + 25°C ± 0.06 ± 0.25 mA + 25°C .. + 70°C ± 0.10 ± 0.35 mAtr Response time 1) to 90 % of IPN step 40 µs
General data
TA Ambient operating temperature 0 .. + 70 °CTS Ambient storage temperature - 25 .. + 85 °CRP Primary coil resistance @ TA = 70°C 250 ΩRS Secondary coil resistance @ TA = 70°C 110 Ωm Mass 22 g Standard EN 50178: 1997
Note: 1) R1 = 25 kΩ (L/R constant, produced by the resistance and inductance of the primary circuit).
IPN = 10 mA VPN = 10 .. 500 V
Features
Closed loop (compensated) current transducer using the Hall effect
Isolated plastic case recognized according to UL 94-V0.
Principle of use
For voltage measurements, a current proportional to the measured voltage must be passed through an external resistor R1 which is selected by the user and installed in series with the primary circuit of the transducer.
Advantages
Excellent accuracy Very good linearity Low thermal drift Low response time High bandwidth High immunity to external
interference Low disturbance in common
mode.
Applications
AC variable speed drives and servo motor drives
Static converters for DC motor drives
Battery supplied applications Uninterruptible Power Supplies
(UPS) Power supplies for welding
applications.
Application domain
Industrial.
16084
Page 2/3
20November2012/version 18 LEM reserves the right to carry out modifications on its transducers, in order to improve them, without prior notice www.lem.com
Voltage Transducer LV 25-P
Isolation characteristics
Vd Rms voltage for AC insulation test, 50 Hz, 1 min 2.5 1) kVVw Impulse withstand voltage 1.2/50 µs 16 kV MindCp Creepage distance 19.5 mmdCI Clearance 19.5 mmCTI Comparative Tracking Index (group IIIa) 175
Note: 1) Between primary and secondary.
Applications examples
According to EN 50178 and IEC 61010-1 standards and following conditions:
Over voltage category OV 3 Pollution degree PD2 Non-uniform field
Safety
This transducer must be used in electric/electronic equipment with respect to applicable standards and safety requirements in accordance with the manufacturer’s operating instructions.
Caution, risk of electrical shock
When operating the transducer, certain parts of the module can carry hazardous voltage (eg. primary busbar, power supply). Ignoring this warning can lead to injury and/or cause serious damage. This transducer is a build-in device, whose conducting parts must be inaccessible after installation. A protective housing or additional shield could be used. Main supply must be able to be disconnected.
EN 50178 IEC 61010-1
dCp, dCI, Rated insulation voltage Nominal voltageBasic insulation 1600 V 1600 VReinforced insulation 800 V 800 V
Vw
Page 3/3
20November2012/version 18 LEM reserves the right to carry out modifications on its transducers, in order to improve them, without prior notice www.lem.com
Dimensions LV 25-P (in mm)
Mechanical characteristics General tolerance ± 0.2 mm Fastening & connection of primary 2 pins
0.635 × 0.635 mm Fastening & connection of secondary 3 pins Ø 1 mm Recommended PCB hole Ø 1.2 mm
Remarks IS is positive when VP is applied on terminal + HT. This is a standard model. For different versions (supply
voltages, turns ratios, unidirectional measurements...), please contact us.
Instructions for use of the voltage transducer model LV 25-P
Primary resistor R1: the transducer’s optimum accuracy is obtained at the nominal primary current. As far as possible, R1 should be calculated so that the nominal voltage to be measured corresponds to a primary current of 10 mA. Example: Voltage to be measured VPN = 250 V a) R1 = 25 kΩ / 2.5 W, IP = 10 mA Accuracy = ± 0.9 % of VPN (@ TA= + 25°C) b) R1 = 50 kΩ / 1.25 W, IP = 5 mA Accuracy = ± 1.5 % of VPN (@ TA= + 25°C) Operating range (recommended): taking into account the resistance of the primary windings (which must remain low compared to R1, in order to keep thermal deviation as low as possible) and the isolation, this transducer is suitable for measuring nominal voltages from 10 to 500 V.
CBomba e motor de indução Grundfos
C-1
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
Texto da proposta
Código: 96593287NK 40-125/127 A1-F-A-E-BAQE
Líquido:Líquido bombeado: ÁguaGama de temperatura do líquido: 0 .. 120 °CTemperatura do líquido: 20 °CDensidade: 998.2 kg/m³
Técnicos:Velocidade para características da bomba: 2900 rpmCaudal nominal: 46.9 m³/hAltura manométrica nominal: 16.2 mDiâmetro efectivo do impulsor: 127 mmImpulsor nom: 125 mmCódigo empanque.1:Tipo 2:Superfície rotativa vedante 3:Apoio fixo 4:Vedante secundário: BAQEEmpanque secundário: NONETolerância da curva: ISO9906:2012 3B
Materiais:Corpo da bomba: Ferro fundido
EN-GJL-250ASTM A48-40 B
Impulsor: Ferro fundidoEN-GJL-200ASTM A48-30 B
Borracha: EPDM
Instalação:Temperatura ambiente máxima: 60 °CPressão máx. de funcionamento: 16 barFlange padrão: EN 1092-2Entrada da bomba: DN 65Descarga da bomba: DN 40Estágio da pressão: PN 16Tipo de acoplamento: PadrãoBase: C - Channel
Car. eléctricas:Tipo de motor: 100LCClasse de eficiência IE: IE2Potência nominal - P2: 3 kWFrequência da rede: 50 HzTensão nominal: 3 x 220-240 D/380-415 Y VCorrente nominal: 11,0/6,30 ACorrente de arranque: 840-920 %Cos phi - factor de potência: 0,87-0,82Velocidade nominal: 2900-2920 rpm
1/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
Eficiência: IE2 84,6%Eficiência do motor com carga total: 84.6 %Eficiência do motor a 3/4 de carga: 86 %Eficiência do motor a 1/2 carga: 85.5 %Número de pólos: 2Classe de protecção (IEC 34-5): 55 Dust/JettingClasse de isolamento (IEC 85): FTipo de lubrificante: Grease
Outros:Índ. efic. mín. MEI ≥: 0.70Estado ErP: EuP Autónomos/Prod.Peso líquido: 102 kgPeso bruto: 127 kgVolume de expedição: 0.382 m³
2/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
Posição Quantid. Descrição1 NK 40-125/127 A1-F-A-E-BAQE
Código: 96593287
Bomba centrífuga de voluta, monocelular não auto-ferrante, em conformidade com ISO 5199, dedimensões e rendimento nominal em conformidade com EN 733. As flanges são PN 16 dedimensões em conformidade com EN 1092-2. A bomba tem um orifício de aspiração axial, umbocal de saída radial e um veio horizontal. Foi concebida segundo o princípio de construçãodesmontável pela parte traseira, que permite a remoção do motor, do acoplamento, da caixa derolamentos e do impulsor sem causar interferências no corpo da bomba ou na tubagem.
O vedante de fole em borracha não equilibrado cumpre os requisitos da norma DIN EN 12756.A bomba está equipada com um motor assíncrono auto-ventilado, montado numa base. A bombae o motor estão montados numa base comum.
Informações de produto adicionaisMEI=0.70 | MEI>0.70
A bomba e o motor estão montados numa base comum em aço, em conformidade com ISO 3661.A concepção de construção desmontável pela parte traseira permite realizar assistência técnica àbomba quando o corpo de bomba ainda está ligado às tubagens de entrada e de descarga.
1) Retire os parafusos no pé de apoio da caixa de rolamentos e na base do motor.2) Retire a caixa de rolamentos e o motor do corpo da bomba.
As peças em ferro fundido possuem um revestimento de resina epóxi aplicado num processo deelectrodeposição catódica (CED). O CED constitui um processo de pintura por imersão de elevadaqualidade, no qual um campo eléctrico em redor dos produtos garante a deposição das partículasde tinta como uma camada fina e bem controlada na superfície. O pré-tratamento é uma parteintegrante do processo. O processo completo é constituído pelos seguintes elementos:
1) Limpeza de base alcalina.2) Fosfatização de zinco.3) Electrodeposição catódica.4) Endurecimento até atingir a espessura de película seca de 18-22 my m.O código da cor do produto terminado é NCS 9000/RAL 9005.
BombaO corpo da bomba possui um orifício de ferragem e um orifício de drenagem fechados por bujões.
O impulsor é um impulsor fechado, com pás de curvas duplas com superfícies suaves. O impulsortem equilíbrio estático em conformidade com ISO 1940-1 classe G6.3 e equilíbrio hidráulico paracompensar o impulso axial.Os anéis de desgaste usados no corpo da bomba e para o impulsor são fabricados embronze/latão ou ferro fundido.
3/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
A bomba está equipada com um vedante de fole em borracha não equilibrado com transmissão de binário aolongo da mola e à volta dos foles. Graças aos foles, o vedante não desgasta o veio e o movimento axial não éobstruído por depósitos no veio.
Vedante principal:- Material do anel vedante rotativo: Carbono grafite, impregnado de metal- Material do apoio fixo: Carboneto de silício (SiC)
Esta combinação de materiais possui uma resistência muito boa à corrosão e é especialmenteadequada para água até +120 °C. No entanto, a vida útil do vedante será reduzida a temperaturasacima de +90 °C. Esta combinação de materiais não é recomendada para líquidos que contenhampartículas, uma vez que isto resultará num desgaste elevado na face SiC.Material do vedante secundário: EPDM (borracha de etileno-propileno)A EPDM possui uma excelente resistência à água quente. A EPDM não é adequada para óleosminerais.
O veio é fabricado em aço inoxidável e possui um diâmetro de 24 mm, no qual é montado oacoplamento.A bomba utiliza um acoplamento standard entre a bomba e o eixo do motor.
MotorO motor é um motor totalmente blindado e auto-ventilado com as dimensões principais de acordocom as normas IEC e DIN e designação de montagem B3 (IM 1001). As tolerâncias eléctricasestão em conformidade com IEC 60034.
A classificação de eficiência do motor é IE2, em conformidade com IEC 60034-30.O motor possui termístores (sensores PTC) nos enrolamentos, de acordo com a norma DIN44081/DIN 44082. A protecção reage a temperaturas de aumento lento e também de aumentorápido, por exemplo, sobrecarga constante e condições de estagnação.Os interruptores térmicos devem estar ligados a um circuito de controlo externo de forma agarantir que a reposição automática não causa acidentes. Os motores devem ser ligados a umsistema de protecção do motor, de acordo com as regulamentações locais.
É possível ligar o motor a uma transmissão de velocidade variável para ajustar o desempenho dabomba a qualquer ponto de funcionamento. O Grundfos CUE oferece uma gama variada detransmissões de velocidade variável. Poderá encontrar mais informações em Grundfos ProductCenter.
Características técnicas
Líquido:Líquido bombeado: ÁguaGama de temperatura do líquido: 0 .. 120 °CTemperatura do líquido: 20 °CDensidade: 998.2 kg/m³
Técnicos:Velocidade para características da bomba: 2900 rpmCaudal nominal: 46.9 m³/hAltura manométrica nominal: 16.2 mDiâmetro efectivo do impulsor: 127 mmImpulsor nom: 125 mmCódigo empanque.1:Tipo 2:Superfície rotativa vedante 3:Apoio fixo 4:Vedante secundário: BAQEEmpanque secundário: NONETolerância da curva: ISO9906:2012 3B
4/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
Posição Quantid. DescriçãoMateriais:Corpo da bomba: Ferro fundido
EN-GJL-250ASTM A48-40 B
Impulsor: Ferro fundidoEN-GJL-200ASTM A48-30 B
Borracha: EPDM
Instalação:Temperatura ambiente máxima: 60 °CPressão máx. de funcionamento: 16 barFlange padrão: EN 1092-2Entrada da bomba: DN 65Descarga da bomba: DN 40Estágio da pressão: PN 16Tipo de acoplamento: PadrãoBase: C - Channel
Car. eléctricas:Tipo de motor: 100LCClasse de eficiência IE: IE2Potência nominal - P2: 3 kWFrequência da rede: 50 HzTensão nominal: 3 x 220-240 D/380-415 Y VCorrente nominal: 11,0/6,30 ACorrente de arranque: 840-920 %Cos phi - factor de potência: 0,87-0,82Velocidade nominal: 2900-2920 rpmEficiência: IE2 84,6%Eficiência do motor com carga total: 84.6 %Eficiência do motor a 3/4 de carga: 86 %Eficiência do motor a 1/2 carga: 85.5 %Número de pólos: 2Classe de protecção (IEC 34-5): 55 Dust/JettingClasse de isolamento (IEC 85): FTipo de lubrificante: Grease
Outros:Índ. efic. mín. MEI ≥: 0.70Estado ErP: EuP Autónomos/Prod.Peso líquido: 102 kgPeso bruto: 127 kgVolume de expedição: 0.382 m³
5/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
96593287 NK 40-125/127 50 HzH
[m]
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
Q [m³/h]0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50
eta[%]
0
20
40
60
80
100
NK 40-125/127, 3*400 V, 50Hz
Líquido bombeado = ÁguaTemper. líquido = 20 °CDensidade = 998.2 kg/m³
P[kW]
0.0
0.5
1.0
1.5
2.0
2.5
3.0
3.5
4.0
NPSH[m]
0
2
4
6
8
10
12
14
16
P1
P2
6/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
H[m]
0
2
4
6
8
10
12
14
16
18
20
22
Q [m³/h]0 5 10 15 20 25 30 35 40 45
eta[%]
0
20
40
60
80
100
NK 40-125/127, 3*400 V, 50Hz
Líquido bombeado = ÁguaTemper. líquido = 20 °CDensidade = 998.2 kg/m³
P[kW]
0
1
2
3
NPSH[m]
0
2
4
6P1
P2
65
550 100100750
6036
2
80830.5
19303346
110
242
140
40 4 x 19
L3L2L1
+T +T+T
TO AMPLIFIERRELAY
IEC
TP
211
THE
RM
ALL
Y P
RO
TEC
TED
WH
EN
TH
E T
HE
RM
ISTO
RS
AR
EC
ON
NE
CTE
D T
O A
MP
LIFI
ER
RE
LAY
FO
R C
ON
TRO
L O
F M
AIN
SU
PP
LYTH
ER
MIS
TOR
S P
TC A
CC
OR
DIN
G T
O D
IN 4
4082
TO AMPLIFIERRELAY
+T +T+T
L1 L2 L3
Descrição ValorInf. geral:Designação do produto: NK 40-125/127 A1-F-A-E-BAQECódigo:: 96593287Número EAN:: 5700831851448
Técnicos:Velocidade para característicasda bomba:
2900 rpm
Caudal nominal: 46.9 m³/hAltura manométrica nominal: 16.2 mDiâmetro efectivo do impulsor: 127 mmImpulsor nom: 125 mmCódigo empanque.1:Tipo2:Superfície rotativa vedante3:Apoio fixo 4:Vedantesecundário:
BAQE
Empanque secundário: NONEDiâmetro do veio: 24 mmTolerância da curva: ISO9906:2012 3BVersão da bomba: A1
Materiais:Corpo da bomba: Ferro fundido
EN-GJL-250ASTM A48-40 B
Impulsor: Ferro fundidoEN-GJL-200ASTM A48-30 B
Código do material: ABorracha: EPDMCódigo para a borracha: E
Instalação:Temperatura ambiente máxima: 60 °CPressão máx. de funcionamento: 16 bar
Flange padrão: EN 1092-2Código da ligação: FEntrada da bomba: DN 65Descarga da bomba: DN 40Estágio da pressão: PN 16Tipo de acoplamento: PadrãoAnel(éis) de desgaste: anel(éis) desgasteBase: C - Channel
Líquido:Líquido bombeado: ÁguaGama de temperatura do líquido: 0 .. 120 °C
Temperatura do líquido: 20 °CDensidade: 998.2 kg/m³
Car. eléctricas:Tipo de motor: 100LCClasse de eficiência IE: IE2Potência nominal - P2: 3 kWFrequência da rede: 50 HzTensão nominal: 3 x 220-240 D/380-415 Y VCorrente nominal: 11,0/6,30 ACorrente de arranque: 840-920 %
55010010075060
80830.5
19303346
404 x 19
7/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
Descrição ValorCos phi - factor de potência: 0,87-0,82Velocidade nominal: 2900-2920 rpmEficiência: IE2 84,6%Eficiência do motor com cargatotal:
84.6 %
Eficiência do motor a 3/4 decarga:
86 %
Eficiência do motor a 1/2 carga: 85.5 %Número de pólos: 2Classe de protecção (IEC 34-5): 55 Dust/JettingClasse de isolamento (IEC 85): FProtecção do motor: PTCMotor n.º: 87262363Tipo de lubrificante: Grease
Outros:Índ. efic. mín. MEI ≥: 0.70Estado ErP: EuP Autónomos/Prod.Peso líquido: 102 kgPeso bruto: 127 kgVolume de expedição: 0.382 m³
8/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
96593287 NK 40-125/127 50 Hzcos phi
eta
0.0
0.2
0.4
0.6
0.8
P2 [kW]0 0,2 0,4 0,6 0,8 1,0 1,2 1,4 1,6 1,8 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0
I[A]
0
2
4
6
8
NK40-125/127 + 100LC 3 kW 3*400 V, 50 Hz
eta
cos phi
I
n[rpm]
2000
2200
2400
2600
2800
P1[kW]
0.0
1.0
2.0
3.0
4.0
n
P1
9/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
96593287 NK 40-125/127 50 Hz
Nota! Todas as unidades estão em [mm], salvo indicação contrária.Exclusão de responsabilidade: este desenho dimensional simplificado não apresenta todos os detalhes.
65
550
100
100
750
60
362
8083
0.5
1930
334
6
110242140
404
x 19
10/11
Nome empresa:Criado por:Telefone:
Data: 05-07-2016
Impresso do CAPS Grundfos [2016.04.035]
96593287 NK 40-125/127 50 Hz
Nota!Todas unidades em[mm] salvo indicação contrária.
L3L2L1
+T +T+T
TO AMPLIFIERRELAY
IEC
TP
211
THE
RM
ALL
Y P
RO
TEC
TED
WH
EN
TH
E T
HE
RM
ISTO
RS
AR
EC
ON
NE
CTE
D T
O A
MP
LIFI
ER
RE
LAY
FO
R C
ON
TRO
L O
F M
AIN
SU
PP
LYTH
ER
MIS
TOR
S P
TC A
CC
OR
DIN
G T
O D
IN 4
4082
TO AMPLIFIERRELAY
+T +T+T
L1 L2 L3
11/11
DAltivar 31HU55N4
D-1
24 1624589 10/2009
Motor control menu drC-
(1)Procedure:- Check that the motor is cold.- Disconnect the cables from the motor terminals.- Measure the resistance between 2 of the motor terminals (U. V. W) without modifying its connection.- Use the keys to enter half the measured value.- Increase the factory setting of UFr (page 20) to 100% rather than 20%.
Do not use rSC on any other setting than nO or tUn = POn with the flying restart function (FLr page 67).
Code Description Adjustment range
Factory setting
rSC Cold state stator resistance nOnO: Function inactive. For applications which do not require high performance or do not tolerate automatic autotuning (passing a current through the motor) each time the drive is powered up.InIt: Activates the function. To improve low-speed performance whatever the thermal state of the motor. XXXX : Value of cold state stator resistance used, in mΩ.Caution: • It is strongly recommended that this function is activated in Lifting and Handling applications.• The function should only be activated (InIt) when the motor is in cold state.• When rSC = InIt, parameter tUn is forced to POn. At the next run command, the stator resistance is
measured with an auto-tune. Parameter rSC then changes to this value (XXXX) and maintains it; tUn remains forced to POn. Parameter rSC remains at InIt as long as the measurement has not been performed.
• Value XXXX can be forced or modified using the keys (1).tUn Motor control auto-tuning nO
It is essential that all the motor parameters (UnS, FrS, nCr, nSP, COS) are configured correctly before performing auto-tuning.nO: Auto-tuning not performed.YES: Auto-tuning is performed as soon as possible, then the parameter automatically switches to dOnE or nO in the event of a fault (the tnF fault is displayed if tnL = YES (see page 68).dOnE: Use of the values given the last time auto-tuning was performed.rUn: Auto-tuning is performed every time a run command is sent.POn: Auto-tuning is performed on every power-up.LI1 to LI6: Auto-tuning is performed on the transition from 0 V 1 of a logic input assigned to this function.Caution: tUn is forced to POn if rSC = InIt.Auto-tuning is only performed if no command has been activated. If a "freewheel stop" or "fast stop" function is assigned to a logic input, this input must be set to 1 (active at 0).Auto-tuning may last for 1 to 2 seconds. Do not interrupt; wait for the display to change to "dOnE" or "nO".
During auto-tuning the motor operates at nominal current.tUS Auto-tuning status
(information only, cannot be modified)tAb
tAb: The default stator resistance value is used to control the motor.PEnd: Auto-tuning has been requested but not yet performed.PrOG: Auto-tuning in progressFAIL: Auto-tuning has failed.dOnE: The stator resistance measured by the auto-tuning function is used to control the motor.Strd: The cold state stator resistance (rSC other than nO) that is used to control the motor.
UFt Selection of the type of voltage/frequency ratio nL: Constant torque for motors connected in parallel or special motorsP: Variable torque: pump and fan applicationsn: Sensorless flux vector control for constant torque applicationsnLd: Energy saving, for variable torque applications not requiring high dynamics (behaves in a similar way to the P ratio at no load and the n ratio on load)
L
UnS
FrS
nP
Voltage
Frequency
EEquipamento utilizado nasexperiências laboratoriais
E-1
Figura E.1: Autotransformador.
Figura E.2: Carga resistiva com ventoinha para maior fluxo de ar.
Figura E.3: Osciloscópio.
E-2
Figura E.4: Sonda de corrente.
Figura E.5: Transformador de tensão 400 V / 20 V.
Figura E.6: Multímetro.
E-3
Figura E.7: Sensor de velocidade.
Figura E.8: Pinça amperimétrica.
Figura E.9: Fonte para excitação da MCC.
E-4
Figura E.10: Fonte de alimentação dos transdutores de tensão e corrente.
Figura E.11: Sensor de corrente.
E-5
Figura E.12: Sensor de tensão.
Figura E.13: Dispositivo de aquisição de dados da National Instruments.
E-6