Resumo – Neste trabalho é apresentado um sistema comple-

to de propulsão elétrico baseado no armazenamento de energia

em modernas baterias de íons de Lítio com captação de energia

solar fotovoltaica para uma embarcação de pequeno porte,

projetada especificamente para ser utilizada na inspeção dos

lagos de barragens de hidrelétricas. O sistema compreende

também carregadores de bateria, inversores PWM trifásicos e

máquinas síncronas a ímã permanente.

Palavras-chave – Carregador de bateria, energia solar fo-

tovoltaica, inversor de corrente, motor síncrono a ímã perma-

nente, propulsão elétrica.

I. INTRODUÇÃO

Neste trabalho é apresentado o projeto de P&D da ANEEL n.º PD-0403-0011/2010, denominado “Sistema elétrico de propulsão para barcos de pequeno porte empre-gando baterias e energia solar”. Está sendo realizado no INEP - Instituto de Eletrônica de Potência do Departamento de Eng. Elétrica do Centro Tecnológico da UFSC, com apoio financeiro da Tractebel Energia S.A. e da Itá Energé-tica S.A. Conta com o apoio técnico da CEBRA - Converso-res Estáticos Brasileiros Ltda. e do apoio administrativo da FEESC - Fundação de Ensino e Engenharia de Santa Cata-rina.

O projeto objetiva o desenvolvimento de um sistema completo de propulsão elétrico com captação de energia solar fotovoltaica para uma embarcação de pequeno porte. Não se trata de uma integração de componentes disponíveis comercialmente para a construção de uma embarcação com propulsão elétrica. O sistema compreende desde o casco da embarcação especificamente projetado para a aplicação do sistema de propulsão elétrico até o desenvolvimento de tec-nologia nacional de subsistemas eletro-eletrônicos, tais co-mo: carregadores de bateria de íons de Lítio, a partir da rede e de painéis fotovoltaicos, inversores PWM trifásicos, motor elétrico do tipo síncrono a imã permanente e de um sistema de supervisão e gerenciamento baseado em rede de comuni-cação entre os componentes. Tal sistema possibilitará substi-

Este trabalho está sendo desenvolvido no âmbito do Programa de Pes-

quisa e Desenvolvimento Tecnológico do Setor de Energia Elétrica regula-do pela ANEEL e consta dos Anais do VII Congresso de Inovação Tecno-lógica em Energia Elétrica (VII CITENEL), realizado na cidade do Rio de Janeiro/RJ, no período de 05 a 07 de agosto de 2013.

Este trabalho está sendo realizado no INEP - Instituto de Eletrônica de Potência do Departamento de Eng. Elétrica do Centro Tecnológico da UFSC, com apoio financeiro da Tractebel Energia S.A. e da Itá Energética S.A.

André L. Fuerback, Bruno S. Dupczak, Cesar A. Arbugeri, Paulo R. C. Villa, Walbermark M. dos Santos, Denizar C. Martins, Marcelo L. Heldwein, Samir A. Mussa e Arnaldo J. Perin são professores e alunos da UFSC (e-mail de contato: arnaldo.perin@inep.ufsc.br).

Aline T. de Souza trabalha na Tractebel Energia S. A. (e-mail: ali-ne@tractebelenergia.com.br).

tuir a propulsão à combustão em embarcações de pequeno porte por alternativa menos agressiva ao meio ambiente. As embarcações que disponibilizarem da tecnologia que está sendo desenvolvida para o sistema de propulsão elétrica, poderão ser utilizadas para inspeção dos lagos de barragens de hidrelétricas. Também poderão ser utilizadas para inspe-ção e fiscalização em áreas litorâneas da costa brasileira e para visitação turística em áreas fluviais ou marítimas de proteção ambiental. Com este sistema, considerando estas aplicações, em termos de custo benefício, a maior relevância está focada na diminuição da poluição ambiental.

Embora, em um primeiro momento, equipar um barco com um sistema de propulsão puramente elétrico possa ter um custo maior do que com um sistema de propulsão que emprega combustível fóssil, espera-se que, em um futuro próximo, os custos dos semicondutores, das baterias e dos painéis solares sejam reduzidos. De qualquer modo, a redu-ção dos custos de manutenção, o custo da energia elétrica menor do que o dos combustíveis e o motor com maior vida útil possibilitará que, em pouco tempo, o custo inicial seja amortizado. Tem-se por objetivo final o desenvolvimento de soluções inovadoras de tecnologia nacional para um futuro em que o uso de combustível fóssil seja muito reduzido.

O sistema para a propulsão elétrica que está sendo em-pregado na embarcação é apresentado no diagrama da Figu-ra 1, o qual mostra a proposta com um único banco de bate-rias (Bat_1), dois motores (M_1 e M_2) e dois conversores (Inv_1 e Inv_2), um conjunto de painéis solares (FV_1) com o sistema de conversão para carregar baterias (MPPT_1) e um sistema de controle e supervisão (CS) que monitora as condições das baterias.

Figura 1 - Diagrama do sistema em desenvolvimento para a embarcação.

Ainda, consta também do sistema o carregador externo das baterias (AE). Cada um destes subsistemas está sendo desenvolvido no âmbito do projeto.

Embora a tecnologia para propulsão elétrica para embar-cações de pequeno porte já esteja disponível em alguns paí-

Sistema elétrico de propulsão para barcos de pequeno porte André L. Fuerback, Bruno S. Dupczak, Cesar A. Arbugeri, Paulo R. C. Villa, Walbermark M. dos

Santos, Aline T. de Souza, Denizar C. Martins, Marcelo L. Heldwein, Samir A. Mussa, Arnaldo J. Perin

ses, não existem empresas fabricando os equipamentos no País. Assim, este projeto trata desde os requisitos técnicos para o sistema de propulsão elétrico até o desenvolvimento de tecnologia para cada um dos subsistemas.

II. REQUISITOS DA EMBARCAÇÃO

As soluções tecnológicas atualmente disponíveis para a fonte de alimentação ainda não apresentam todas as caracte-rísticas necessárias para um projeto ideal para a propulsão elétrica de embarcações de pequeno porte. Como conse-quência, sabe-se a priori que fatores como autonomia, peso, custo, entre outros, são afetados pela alteração da fonte ar-mazenadora de energia. Como consequência deste fato, foi efetuado um estudo comparativo com dados de outras apli-cações, considerando quais são os parâmetros atuais médios e máximos de operação e que são apresentados na Tabela 1.

Tabela 1 - Embarcações e condições de teste. Dados

Modelo Comprimento

[m] Boca [m]

Peso Casco [kg]

Peso Total [kg]

Hélice Diâmetro x Passo

[pol]

Elevação [m]

Alumacraft MV 1650AW SC

4,88 1,88 308 630 111/8 x 13 214

Alumacraft MV 1756AW SC

5,18 2,11 377 764 113/8 x 12 214

XPRESS SV 16

4,88 1,90 308 678 135/8 X 13 82

XPRESS SV 17

5,18 2,08 417 786 135/8 X 13 82

Estas embarcações, testadas sob as condições descritas na Tabela 1, produzem as curvas de velocidade versus rotação apresentadas na Figura 2. Verifica-se que apesar das varia-ções de parâmetros como passo do hélice, carga utilizada e elevação, não se observam diferenças nas velocidades abai-xo de 2.500 rpm e acima de 4.000 rpm, ou seja, nas situa-ções onde ela não está ou está planando respectivamente.

Tomando-se a situação nominal onde se tem a carga cons-tituída por dois passageiros, 90 litros de combustível e equi-pamentos, esperam-se comportamentos muito próximos de velocidade aos demonstrados na Figura 3, mesmo com as variações presentes nas condições de teste.

Por consequência, espera-se que a curva de autonomia obtida (Figura 3) para as situações de teste propostas na Tabela 1, também representem ou descrevam o comporta-mento apresentado pelo equipamento atualmente em uso pela Tractebel para a inspeção dos lagos de barragens de hidrelétricas.

Figura 2 Comparativo entre a velocidade relacionada com a rotação para o

propulsor Yamaha 50HP.

A quantificação das grandezas envolvidas é essencial pa-ra que se possam delinear os parâmetros equivalentes para o novo sistema de propulsão. No entanto, com o motor a combustão, independentemente das distâncias percorridas

ou do regime de operação imposto, durante os ciclos de ins-peção, a única grandeza que restringe o alcance ou a auto-nomia da embarcação é o seu volume total (VT) de combus-tível disponível (VT = 90 L). Assim, no caso de um possível reabastecimento de combustível do tipo "gasolina com eta-nol" [2], o conteúdo energético disponível (EGA) para cada ciclo é finito e de aproximadamente 780 kWh (VT*EGA – Tabela 2).

Tabela 2 – Conteúdo energético da gasolina (Fonte – EPA – United States Environmental Protection Agency [2]).

Gasolina (Padrão) - EGp 8,82 kWh/L

Gasolina (Etanol) - EGA 8,66 kWh/L

Tendo-se em mente que a eficiência total de um motor a combustão, na condição atual de operação, gira no entorno dos 20%, poder-se-ia dizer que a energia necessária para cada ciclo de inspeção é igual ou inferior a 160 kWh ou 576 MJ.

Aplicando este resultado a algumas das tecnologias de acumuladores atualmente existentes, como as ilustradas na Tabela 3, mesmo com uma estimativa grosseira, fica eviden-te que o peso total do banco de baterias poderia, por exem-plo, oscilar entre 1.000 – 1.400 kg. Isto supondo o uso de células de íons de Lítio (Li-Ion).

Tabela 3 - Propriedades de algumas células recarregáveis comerciais. Tecnologia

Dados Niquel Cádmio

Niquel Hidreto

Chumbo Ácida

Ions de Lítio

Li-Ion Polimérica

Alcalina Recarregável

Densidade Gravimétrica de Energia [Wh/kg]

45 – 80 60 – 120 30 – 50 110 – 160 100 – 130 ≤ 80

Período de Recarga [horas]

1 2 – 4 8 – 16 2 – 4 2 – 4 2 – 3

Apesar da aproximação, fica evidente que alguns parâme-tros de projeto deverão ser restritos, uma vez que uma carga fixa de 1.000 – 1.400 kg, correspondente apenas aos acumu-ladores, além de descaracterizar o projeto não atende as condições iniciais utilizadas para a obtenção dos dados de controle (embarcações de referência - Tabela 1).

Figura 3 - Consumo de combustível para as situações de controle.

Ao tentar restringir a autonomia máxima em função de VT, produziram-se resultados conflitantes. Os mesmos da-dos de referência permitem que seja estimado o consumo (Vboat) durante os ciclos de inspeção (Figura 3). Pode-se então limitar o volume máximo ou redefinir um novo volu-me máximo em função das velocidades estabelecidas pelos regimes de operação, assim:

• Intermitente – 5 L/h ≤ Vboat ≤ 7 L/h;

• Contínuo – 10 L/h ≤ Vboat ≤ 12 L/h;

• Máximo – 18 L/h ≤ Vboat ≤ 21 L/h. Recalculando os volumes totais considerando-se as velo-

cidades envolvidas, nos ciclos de inspeção, resulta na redu-ção do volume total de combustível necessário (Tabela 4). Ainda assim, estima-se o uso de bancos de bateria com mas-sa não inferior a 500 kg.

Tabela 4 - Resumo das aproximações de autonomia e consumo. Parâmetro

Ciclo

Duração Horas

Velocidade Km/h

Autonomia km/L

Consumo L/h

VT Litros

Baterias1 kg

Intermitente 6,5 10 – 14 1,8 5 – 7 32,5 – 45,5 512 – 716

Contínuo 4,0 36 – 44 3,5 10 – 12 40 – 48 630 – 756

Máximo 4,3 – 5 50 – 54 2,5 18 – 21 90 1000 – 1400

Devido às suposições iniciais, essa estimativa de consu-mo e autonomia implica em aumento da carga fixa da em-barcação mesmo que se mantenha um propulsor com potên-cia equivalente ao Yamaha 50 HP, ou da alteração de parâ-metros como velocidade máxima, autonomia, peso total do sistema, entre outros fatores, para que se possam estabelecer objetivos alcançáveis com as tecnologias atualmente dispo-níveis.

III. PROJETO DA EMBARCAÇÃO

O projeto da embarcação foi efetuado por engenheiros da empresa de engenharia naval Proper Marine Projetos, Con-sultoria e Serviços de Engenharia Ltda. (Figura 4) e a cons-trução da embarcação está sendo efetuada pela empresa Bar-jonas Yachts Embarcações Ltda. (Figura 5). O projeto leva em conta a necessidade de redução de arrasto levando em consideração a redução do consumo da energia armazenada nas baterias.

Figura 4 - Design da embarcação atualmente em construção.

Figura 5 - Fotografia do casco da embarcação atualmente em construção.

IV. SISTEMA DE ARMAZENAMENTO

Tipicamente, uma pequena parte da geração de energia será efetuada através de painéis solares que serão colocados na embarcação. Não será possível obter uma quantidade

significativa de energia em função do pouco espaço dispo-nível na embarcação para a colocação dos painéis fotovol-taicos. Ou seja, a carga das baterias será efetuada principal-mente através de rede de energia elétrica e o carregador de baterias, que deverá estar disponível no estaleiro ou atraca-douro da embarcação.

O armazenamento de energia elétrica será efetuado em-pregando baterias de íons de Lítio. O banco de baterias que estará disponível na embarcação poderá receber carga a par-tir do carregador de baterias estacionário, com capacidade de carga rápida, e também do sistema de painéis solares que será constituído de painéis solares e carregador de baterias.

A tecnologia desenvolvida para os acumuladores quími-cos tem propiciado a elevação da capacidade de armazena-mento. Mas, são as baterias de íons de lítio (Li-Ion) as que, atualmente, agregam as características mais interessantes, tais como: elevada relação de densidade peso/potência e grande capacidade volumétrica (Figura 6).

Figura 6 - Comparação entre algumas tecnologias de baterias.

Com capacidades de descarga contínua que podem exce-der 5C, ou seja, cinco vezes sua capacidade de carga nomi-nal - ‘C’ (comumente dada em Ah) - as baterias de Li-Ion permitem que se utilizem correntes de recarga na ordem dos 3C. No entanto, observa-se experimentalmente que amplitu-des superiores a 1,5C não proporcionam ganhos significati-vos na redução do tempo total de recarga do banco. Ainda assim, recargas baseadas na ordem de 1C podem implicar em correntes que oscilam entre 70 A e 150 A devido à baixa tensão do banco (aproximadamente 96 V). Assim, apesar de mais vantajosas, as células de Li-Ion também têm sua vida útil (ou de sua capacidade de carga) atreladas a fatores como número de ciclos de carga e descarga, temperatura de opera-ção, tensão na célula, entre outros. Estes fatores necessaria-mente devem ser monitorados durante o processo de carga, uma vez que acabam por restringir os tipos de técnicas ou de carregadores utilizados. Além disto, o fator quantidade de células também deve ser levado em consideração na cons-trução do banco. Isto porque, em operação, cada uma das células possuirá tensões terminais variando de 3,2 V a 4,3V o que implica na associação destes elementos em série e paralelo para a obtenção da capacidade total desejada (CA) e da tensão total desejada para o banco. Observa-se que, para a mesma potência, drenada ou injetada no banco, quan-to maior for o valor da tensão terminal menor será a corrente utilizada. Além disto, quanto maior for o valor da tensão terminal mais complexo será o sistema de proteção das célu-las. Um exemplo de algumas possíveis configurações está

ilustrado na Tabela 5.

Tabela 5 - Estudo de caso para a determinação da capacidade de carga Cap. da Célula

[Ah]

Bancos Células Peso Total

[kg]

Volume Total

[L]

Energia

[kWh]

90 01 x 90 30 90 64 10

120 03 x 40 90 144 90 16

160 04 x 40 120 192 120 21

180 02 x 90 60 180 129 20

200 01 x 200 30 228 154 25

240 06 x 40 180 288 180 32

270 03 x 90 90 270 193 30

280 07 x 40 210 336 211 37

300 05 x 60 150 375 223 41

320 02 x 160 60 336 219 37

360 04 x 90 120 360 257 39

Ao considerar a mesma tensão terminal do banco (96 V), mas, diferentes capacidades (CA) obtém-se combinações que variam de bancos simples (30 células) a associações de vários bancos em paralelo para a obtenção da CA desejada. Ponderando-se questões técnicas associadas ao banco de baterias como: quantidade de células, tensão total, capacida-de total, etc.; contra os requisitos necessários para a opera-ção da embarcação: velocidade máxima, autonomia, capaci-dade de transporte de carga e passageiros, etc.; chegou-se ao conjunto de 30 células de 300 Ah com uma tensão total no-minal de 96 V. Para tal buscou-se uma célula comercial com as maiores densidades gravimétricas e volumétricas de carga tal que, para uma potência total de propulsão de 20 kW, a embarcação ainda seja capaz de desenvolver os 30 – 40 km/h de velocidade máxima desejados. Contudo, na potên-cia nominal dos motores, a autonomia máxima da embarca-ção não excederá 90 minutos com o banco de 30x300 Ah. Respeitar-se-á apenas a velocidade máxima projetada. Ao se escolherem as células e a configuração desejada para o ban-co de baterias da embarcação, pôde-se fazer o esboço do conjunto ilustrado na Figura 7 contendo as células, prote-ções, invólucro e conexões; para a instalação elétrica e pre-visão do espaço necessário no casco.

Figura 7 - Bateria com cinco células e um dos módulos de baterias

(15x300Ah – 48V) considerado no projeto. Fabricante: Thundersky.

V. SISTEMA DE CARGA DE BATERIAS

A estratégia que busca a redução da corrente eficaz, da corrente injetada nas células durante a recarga (IBAT), deve possuir a menor ondulação possível, ou seja, uma corrente contínua com valor eficaz tendendo ao valor médio. A téc-nica que utiliza este tipo de corrente é comumente descrita como corrente constante/tensão constante ou CC-CV (Figura 8). Nesta técnica inicialmente se injeta uma corrente constante (CC) até que a célula alcance a sua tensão de flu-

tuação, instante no qual se mantêm a tensão fixa (CV) até que a corrente decaia até o valor de manutenção especifica-do. Esta técnica é a mais recomendada para células de Li-Ion não só pela redução das perdas, mas, principalmente, devido aos possíveis danos que podem ser causados para a célula caso a sua tensão eleve-se além dos limites máximos especificados pelo fabricante.

Apesar da corrente IBAT possuir o menor valor eficaz na técnica CI–CV, tem-se que lidar com os tempos envolvidos no processo de recarga. A Figura 8 ilustra claramente este fato, onde para uma corrente de 0,5 CA opera-se com um tempo total de carga de 180 minutos. A elevação da corrente IBAT irá reduzir o tempo total de recarga. No entanto, a ca-pacidade de carga CA, que é definida pela autonomia dese-jada e pelo ciclo de operação da embarcação, pode, por exemplo, exceder os 200 Ah. A Tabela 5 ilustra claramente este fato, pois a elevação da CA do banco está diretamente atrelada ao seu peso total e há a elevação da corrente IBAT com a elevação de CA, uma vez que os tempos de recarga são normalizados. Assim, 1 CA, para o caso específico des-crito na Tabela 5, pode variar de 90 A a 360 A.

Figura 8 - Estratégia de recarga do banco de baterias.

A construção de uma única estrutura capaz de operar em uma faixa tão grande de correntes levará a um superdimen-sionamento e redução da eficiência do conjunto. Na prática, o que se planeja é a utilização de apenas um banco de célu-las de Li-Ion, o que simplifica o processo de dimensiona-mento do carregador. Assim, para aperfeiçoar a estrutura do conversor, o que só é possível com a sua subdivisão, implica na construção de células de menor potência, porém mais eficientes do que quando agrupadas e que tenham que for-necer toda a corrente de recarga desejada. Buscando a ele-vação da eficiência, da confiabilidade e da modularidade do carregador, optou-se por subdividi-lo em unidades individu-ais como as ilustradas na Figura 9. Deste modo, optou-se por construir módulos conectados em paralelo já que a efici-ência total do conjunto (ηTot) é:

• 1 2 .nTot n número deestágios

n

η η ηη

+ + += =Q (1)

Figura 9 - Estratégia modular de construção do carregador.

Independente do número de bancos ou da sua CA, basta conectar o número de módulos para obter a corrente de re-carga desejada. A modularidade permite a rápida adequação do sistema de recarga, caso se deseje alterar parâmetros da embarcação como: peso total, autonomia, velocidade, etc.

Nas diversas possibilidades de conversores para processar média potencia (1 kW a 10 kW) estão o conversor em ponte completa PWM com comutação forçada (Full Bridge - Hard

Switching - Pulse Width Modulation - FB-HS-PWM), o conversor em ponte completa com comutação ZVS e modu-lação por defasagem de pulso (Full Bridge - Zero Voltage

Switching - Phase Shift - Pulse Width Modulation - FB-ZVS-PS-PWM) e os conversores série paralelo ressonantes (Full Bridge - LLC Ressonant Converter - FB-LLC-RES). Destaca-se o FB-ZVS-PS-PWM, pois é a estrutura mais utilizada em aplicações de média e alta potência. Isto ocorre pela simplicidade da estrutura, simplicidade do controle e da possibilidade de operar numa elevada frequência. Há tam-bém o conversor PWM de três níveis com comutação ZVS que possui características muito semelhantes ao FB-ZVS-PS-PWM com saída em corrente. Este conversor CC-CC três níveis foi originado através de um braço do inversor trifásico de três níveis NPC (Neutral Point Clamped).

Aliando as características do conversor NPC três níveis com as do retificador dobrador de corrente chega-se a estru-tura apresentada na Figura 10. Nesta configuração têm-se dois módulos conectados. Observar-se que a tensão de en-trada do carregador é proveniente do módulo de correção do fator de potência (PFC – Power Factor Correction) e está projetada para Vin ≈ 390 V. Os parâmetros específicos deste conversor são:

• Potência do Módulo – Po = 5,5 kW;

• Corrente Média de Saída – IBAT = 45 A;

• Ondulação de Corrente – ∆IL(1,2) = 25 %;

• Rendimento do Módulo – η = 94%;

• Tensão de Entrada – 360 V ≤ Vin ≤ 410 V;

• Tensão de Saída – 72 V ≤ Vo ≤ 127 V;

• Frequência de Comutação – fs = 100 kHz;

• Razão Cíclica Máxima – DMAX = 0,95;

• Perda de Razão Cíclica – ∆DMAX = 0,05.

CO

NV

ER

SO

R–

B

CO

NV

ER

SO

R–

A

Figura 10 - Topologia do carregador e exemplo de interconexão.

Na Figura 11 é mostrado o projeto e o dimensionamento para o gabinete contendo um dos módulos CC–CC do car-regador, os sistemas de proteção (disjuntores CC) e o siste-ma de arrefecimento dos interruptores do NPC.

Figura 11 - Esboço 3D inicial para a construção do módulo CC-CC do

carregador e Placa de circuito auxiliar – Driver MOSFET.

VI. SISTEMA DE GERAÇÃO SOLAR FOTOVOLTAICA

O uso de um Sistema de Energia Solar Fotovoltaica (PV) no barco elétrico tem como finalidade incrementar a auto-nomia em energia do veículo elétrico. Porém, devido à área disponível na embarcação ser limitada requer-se módulos fotovoltaicos leves e de alta eficiência. Foi realizada uma vasta pesquisa por possíveis soluções com estas característi-cas. A opção escolhida é a do fabricante SOLBIAN, com painéis da série FLEX SP100-L, apresentado na Figura 12.

Figura 12 - Painel fotovoltaico para utilização na embarcação. Fabricante:

SOLBIAN, série FLEX SP100-L.

A energia fornecida pelos módulos é acumulada no banco de baterias. Entretanto, a tensão de barramento proporcio-

nada pelo banco de baterias é superior à tensão de geração dos módulos PVs. Logo, o processamento desta energia gerada é realizado através de dispositivos eletrônicos, ou seja, a energia é processada eletronicamente. A tensão do modulo PV determina a potência elétrica fornecida por este. Assim, para maximizar a potência fornecida pelo sistema fotovoltaico é realizado o controle individual dos módulos [5]. O controle individual permite o uso de módulos de dife-rentes fabricantes, visto que a diferença nas características elétricas dos módulos PVs não irá afetar a operação indivi-dual, isto é, cada módulo irá entregar sua máxima potência.

A qualidade da tensão fornecida pelo modulo PV depende do método de extração da máxima potência. Os métodos tradicionais monitoram a tensão e a corrente fornecida pelo módulo para logo calcular a potência ou impedância do mó-dulo, o qual é utilizado para encontrar o ponto de extração de máxima potência [6]. Contudo, estes métodos tem o pro-blema de apresentar oscilações na tensão do módulo, a qual se deve a compensação do controlador à variação de corren-te, isto é, com a variação da corrente varia o sinal de contro-le. No projeto será utilizado o método alternativo que con-siste no monitoramento da temperatura do módulo ao invés da corrente [7]. Desta forma consegue-se eliminar a oscila-ção da tensão, visto que a dinâmica de variação da tempera-tura é muitas vezes mais lenta que a da corrente (radiação solar).

A eficiência do módulo é outro ponto favorável a ser des-tacado e se deve às características das células fotovoltaicas que a compõem, as quais são listadas na Tabela 6, dentre das quais se destaca a eficiência de 21,12 % da célula fo-tovoltaica. Outra característica de ser destacada é a opção de fixação, a qual poder ser permanente ou removível. A fixa-ção permanente não permite realocar os módulos, visto que uma vez fixados não podem mais ser retirados sem danificá-los. Este método consiste em colar o módulo à superfície. No projeto será optado pela fixação removível, a qual per-mite que os módulos possam ser retirados de forma segura para manutenção, substituição, ou inclusive para reaprovei-tamento.

Tabela 6 - Características elétricas dos painéis fotovoltaicos. Fabricante: SOLBIAN, série FLEX SP100-L.

O sistema de energia solar fotovoltaica proposto para o barco elétrico é mostrado na Figura 13. O processamento da energia é realizado por meio de dois estágios. Um encarre-

gado de dividir a tensão de barramento proporcionada pelo banco de baterias e denominado de circuito divisor de ten-são. O outro encarregado de elevar a tensão individual de cada painel fotovoltaico e extrair sua máxima potência. Este último denominado de circuito MPPT (Maximum Power

Point Tracking). O circuito encarregado de dividir a tensão de barramento

é o conversor buck-boost baseado na célula de comutação de três estados, o qual é mostrado na Figura 14 sendo de-nominado de forma simplificada como conversor buck-boost 3SSC.

Figura 13 - Sistema de energia fotovoltaico proposto.

Figura 14 - Conversor buck-boost baseado na célula de comutação de três

estados (3SSC).

O uso deste conversor é em função das suas característi-cas, em especial quando operado com razão cíclica constan-te de 50 %:

• Operação em modo de condução contínua para qualquer carga;

• Tensões equilibradas nos capacitores C1 e C2;

• Ondulações de corrente e tensão reduzidas através dos filtros, teoricamente nulas, consequentemente o conversor apresenta filtros compactos; e

• Operação em malha aberta. O circuito de comando, segundo o diagrama de blocos

mostrado na Figura 15, é constituído basicamente pelos se-guintes circuitos: fontes reguladas, controle, sensores, mo-dulador e driver.

O método adotado no projeto para rastreamento da má-xima potência é o baseado na medição da temperatura da

superfície de um módulo fotovoltaico, chamado de MPPT-Temp [7].

Figura 15 - Diagrama de blocos do circuito de comando.

VII. SISTEMA DE PROPULSÃO ELÉTRICA

O sistema de propulsão que está sendo proposto é basea-do na utilização da energia armazenada em baterias que será processada por um sistema de acionamento elétrico, consti-tuído por, um conversor CC_CC, um inversor trifásico, um motor elétrico e o hélice propulsor (Figura 16).

Figura 16 - Arquitetura do sistema elétrico proposto para utilização na

embarcação.

A. Motor elétrico

Na Figura 17 é apresentada a comparação, entre um sis-tema direto de propulsão, ou seja, um sistema onde a velo-cidade do hélice é a mesma que a velocidade de rotação do motor elétrico – M1=2.750 rpm – com sistemas que utilizam um motor elétrico com velocidade nominal mais elevada e em série com redução mecânica (M2=5.500 rpm, M3=7.343 rpm, M4=11.000 rpm). O estudo [3] mostrou que são obti-dos ganhos significativos na redução do volume e do peso do motor elétrico quando este opera em velocidade elevada (entre 5.500 rpm e 11.000 rpm), sendo esta uma solução mais adequada para um sistema embarcado, onde as restri-ções de espaço e peso são fundamentais. Apesar da existên-cia de perdas na redução mecânica, estas não são significa-tivas a ponto de comprometer o rendimento do sistema de propulsão.

Figura 17 - Comparação entre um sistema direto de propulsão (M1 = 2.750 rpm), com sistemas que utilizam um motor elétrico com velocidade nominal

mais elevada e em série com redução mecânica (M2 = 5.500 rpm, M3 = 7.343 rpm, M4 = 11.000 rpm

Optou-se por utilizar como sistema de propulsão um mo-tor de popa tradicional, sendo que o motor a combustão será substituído por um motor elétrico a 5.500 rpm, aproveitando toda a estrutura mecânica já existente. O estudo [4] do vo-lume do motor elétrico necessário é compatível com o vo-lume disponível no modelo 25BMHS da Yamaha. Deste modo, optou-se por especificar um motor trifásico síncrono a ímã permanente com dimensão tal que coubesse em uma rabeta modelo 25BMHS da Yamaha. Foi efetuado um con-trato para o projeto e construção de um protótipo do motor desenvolvido pela empresa Électrotechnologies SELEM Inc. que pertence a professores da Université Laval da cida-de de Quebec do Canadá que possuem estreita cooperação com o INEP. As características especificadas para o motor em desenvolvimento são listadas na sequência:

• Tipo: Motor trifásico síncrono a imãs permanentes com bobinagem concentrada e polos lisos;

• Velocidade máxima: 5.500 rpm;

• Torque máximo: 20,8 Nm;

• Potência mecânica máxima: 12 kW;

• Rendimento elétrico estimado em máxima potência: 97 %;

• Perdas no cobre em máxima potência: 160 W;

• Perdas no ferro em máxima potência: 225 W;

• Número de polos: 8;

• Número de slots: 12;

• Resistência elétrica do estator (por fase): 7,6 mΩ;

• Indutâncias de eixo direto e quadratura: 130 µH;

• Constante de força contra eletromotriz induzida (kV): 21,257 Vp,ll / krpm (valor de pico de linha para cada 1.000 rpm);

• Valor de pico do fluxo magnético (por fase): 29,3 mWb;

• Valor máximo rms da corrente de fase (@velocidade=5.500 rpm ,torque=20,8 Nm): 83,8 A;

• Valor máximo rms da tensão de linha (@velocidade=5.500 rpm, torque=20,8 Nm): 83,77 V;

• Momento de inércia do eixo: 1,9e-3 kgm2;

• Peso de partes ativas: 8,1 kg;

• Volume de partes ativas: 1,48 L;

• Diâmetro do estator: 150 mm;

• Comprimento do estator: 84,4 mm; O rotor e o estator da máquina são mostrados na Figura

18.

Figura 18 – Detalhes do motor que está sendo projetado e montado pela

empresa Électrotechnologies SELEM Inc.

Figura 19 - Fotografias do motor e da bancada de ensaios utilizada para

avaliação do torque do motor.

Os ensaios efetuados em bancada demonstraram que o motor desenvolvido, além de possuir dimensões muito me-nores do que os motores disponíveis no mercado, possui perdas muito reduzidas, conforme pode ser avaliado na Fi-gura 20.

Figura 20 - Resultado da avaliação das perdas do motor a vazio.

Conforme as características apresentadas na Tabela 7, ve-rifica-se que o rendimento do motor resultou em um valor igual a 96,8%, superior o normalmente encontrado no mer-cado.

Tabela 7 - Características de desempenho do motor síncrono a imã permanentes desenvolvido para o projeto.

Torque 20 Nm Corrente por fase 85 Arms Potência Mecânica 10,5 kW Velocidade 5.000 rpm Perdas no cobre (temperatura ambiente) 119 W Perdas a vazio (a 5.000 rpm e Temp. ambiente) 228 W Perdas totais (estimadas para temperatura ambiente) 347 W Rendimento (temperatura ambiente) 96,8 %

B. Conversores eletrônicos

Na Figura 21 apresenta-se o esquema elétrico do inversor trifásico cinco níveis em corrente (5L-CSI) com estágio de entrada tipo Buck que está sendo desenvolvido com o obje-tivo de utilizar para o acionamento do motor [4, 8]. O está-gio de entrada da estrutura foi escolhido de modo a possibi-litar um aumento no rendimento e um melhor desempenho do sistema de propulsão.

Figura 21 - Inversor trifásico cinco níveis em corrente com estágio de

entrada tipo buck.

As características especificadas para o estágio de entrada do inversor em desenvolvimento são listadas na sequência:

• Topologia: Conversor tensão-corrente (V/I) bidirecional; • Tipo de modulação: Phase-shift (180 graus) • Frequência de comutação: 22 kHz • Índice de modulação: Variável de 0,5 até 1,0; • Controlador digital: DSP; • Valor mínimo da tensão de entrada (visando limitar a corrente de entrada durante a operação em potência nominal): 90 V • Valor nominal da tensão de entrada: 96 V; • Valor máximo da tensão de entrada: 130 V; • Rendimento estimado: 97 %; • Valor máximo da potência processada: 14 kW ; • Valor nominal da corrente de entrada (@ tensão de entrada nominal): 145 A; • Valor máximo da corrente de entrada (@ tensão de entrada mínima): 156 A.

As características especificadas para o inversor em de-senvolvimento são listadas na sequência:

• Topologia: Inversor de corrente trifásico com 2 módulos em paralelo; • Tipo de modulação: Space vector com cinco níveis; • Frequência de comutação: 22 kHz

• Valor máximo da frequência fundamental da corrente de saída: 367 Hz; • Índice de modulação: Fixo em 0,9; • Controlador digital: DSP; • Rendimento estimado: 95 %; • Valor máximo da potência processada: 13,7 kW; • Valor máximo de tensão nos interruptores: 135 V; • Valor máximo da corrente média nos interruptores: 21 A; • Valor máximo da corrente eficaz nos interruptores: 31 A; • Valor dos indutores de entrada: 5 µH; • Valor máximo da corrente média nos indutores de entrada: 156 A; • Frequência de operação do indutor de entrada: 44 kHz; • Valor da indutância magnetizante dos trafos de interfase: 1 mH; • Valor máximo da corrente média nas bobinas dos trafos de interfase: 78 A; • Frequência de operação dos trafos de interfase: 22 kHz; • Valor dos capacitores de saída: 30 µF; • Valor máximo da corrente eficaz nos capacitores de saída: 28 A;

Um projeto prévio do 5L-CSI foi efetuado, bem como do estágio de entrada com característica buck. Foram especifi-cados os componentes necessários, como indutores, capaci-tores e interruptores de potência, para que fossem realizados os cálculos de perdas por condução e comutação nos circui-tos de potência. Na Figura 22 é apresentada a distribuição explicita das perdas para a máxima potência de operação do sistema (12 kW), permitindo concluir que as perdas por condução, tanto no estágio inversor quanto no estágio buck, são responsáveis por mais da metade do total de perdas do sistema. Por outro lado, as perdas por comutação são bastan-te reduzidas, permitindo aumentar o valor da frequência de comutação, o que terá impacto na redução dos elementos passivos como indutores e capacitores de filtragem [4].

Para o projeto de uma malha de controle de velocidade do motor, foi obtido um modelo matemático que descreve a planta que será controlada. Neste caso, a planta é composta pelo conversor eletrônico (estágio de entrada + inversor de corrente), motor elétrico e sua respectiva carga mecânica (neste caso o hélice da embarcação).

Figura 22 - Distribuição de perdas elétricas no sistema de propulsão, para a

situação de máxima potência (12 kW).

A estrutura lógica que será utilizada para controlar o sis-tema de acionamento elétrico está representada na Figura 23. Esta estrutura é composta por duas malhas de controle, utilizando controladores do tipo proporcional-integral (PI). Estes controladores deverão ser projetados de tal forma que apresentem velocidades de atuação distintas, de modo que as malhas de controle estejam dinamicamente desacopladas. O sistema de controle apresenta uma malha de atuação rápi-da (tempo de resposta de 100-200 ms) para controlar a cor-rente de entrada (Iin), e uma outra malha com atuação mais lenta (1-5 s) para o controle de velocidade da máquina (ωm).

Figura 23 - Estrutura de controle do sistema de acionamento elétrico.

Para verificar a funcionalidade da metodologia de contro-le estudada, implementaram-se os modelos do conversor eletrônico (estágio buck + inversor), o motor elétrico e da carga mecânica em um software de simulação de circuitos elétricos (PSim 6.0). Foram consideradas a estratégia de modulação vetorial desenvolvida [1, 9], as especificações e os controladores da corrente de entrada e da velocidade da máquina apresentados anteriormente.

Os resultados de simulação durante a partida são apresen-tados na Figura 24. Observa-se no item (a) a as formas de onda da corrente de entrada (contínua), a forma de onda da corrente de saída do inversor (5 níveis) e a forma de onda da corrente em uma das fases do motor (senoide filtrada). No item (b) estão as formas de onda das tensões de linha nos terminais da máquina. No item (c) observa-se a evolução da velocidade mecânica da máquina, que evolui em direção do valor nominal de referência de 5.500 rpm. No item (d) apre-senta-se o torque eletromecânico proporcionado pela má-quina, sendo de aproximadamente 20 Nm. Por fim, no item (d) são apresentadas a corrente de eixo em quadratura e de eixo direto fornecidos a máquina. Conclui-se, portanto que a metodologia de controle é válida, permitindo o controle de velocidade de um motor a imãs permanentes a partir de um inversor cinco níveis em corrente. Contudo, ainda não é possível dizer se a referida metodologia de controle pode de ser implementada em um controlador digital de sinais (DSP), principalmente devido ao tempo computacional ne-cessário para realizar todas as operações matemáticas exis-

tentes.

0

-100

100

I(L1)+I(L2) I(M1_1) I(M1_2) I(M2_1) I(M2_2) Io_A Im_A

0

-50

-100

-150

50

100

150

V1N-V2N V2N-V3N V3N-V1N

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Wmec_rpm 5500

0

-5

5

10

15

20

Tem_PMSM32 0

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5

Time (s)

0

40

80

120

Im_d Im_q

Figura 24 - Resultados de simulação durante a partida.

C. Sistema integrado de propulsão elétrica

Foi elaborado um estudo para obter um sistema de refri-geração compacto eficiente e com pouco peso e volume. Optou-se por utilizar o sistema de bombeamento de água disponível em um sistema de motor de popa convencional e que normalmente é utilizado para refrigerar o motor à com-bustão.

Através das figuras 22 e 23 pode-se observar o conjunto motor, sistema de refrigeração e inversor que está sendo projetado para o sistema de propulsão elétrico.

Figura 25 – Esboço do sistema de montagem do motor junto com o

inversor. Dimensões em mm.

Figura 26 – Detalhes da montagem do conjunto motor (parte inferior),

sistema de refrigeração (direita) e inversor (parte superior) do sistema de propulsão.

VIII. SISTEMA SUPERVISÓRIO E DE INTERFACE

Para fazer a programação do sistema supervisório embar-cado, foi utilizado um ambiente de desenvolvimento que tem como objetivo fazer a comunição, enviar e receber ar-quivos e compilar os códigos criados para o móduloARM. O ambiente é uma máquina virtual Linux OpenSuse 11.2 que utiliza o VMware Player para ser executada. Para fazer a comunicação com a placa deve-se iniciar a máquina virtu-al, conectar a placa a porta serial RS-232 do computador host e, a partir da máquina virtual, abrir um terminal e exe-cutar o comando minicom. Dessa maneira a comunicação através da porta serial é feita por linha de comando com o sistema operacional ARM-linux. A porta serial deve estar configurada com os parâmetros 115200bps 8N1 sem contro-le de fluxo. Para enviar um arquivo para o módulo ARM a partir do minicom, deve-se executar no módulo ARM o co-mando para receber arquivos através do protocolo ZMODEM utilizando o comando lrz. Após, deve-se enviar o arquivo através do minicom com a sequência de coman-dos: Ctrl+a, s, escolher zmodem, enter e escolher o arquivo a ser enviado. Note-se que essa sequência de comando é especifica do minicom. Caso esteja utilizando outro emula-dor de terminal os comandos podem ser diferentes. Este ambiente também disponibiliza a IDE do Qt Creator que utiliza a biblioteca Qt Embedded, que permite gerar o códi-go e testar em um simulador antes de enviar para o módulo ARM.

Figura 27 - Diagrama de blocos da rede CAN.

Para gerar o arquivo binário que é executado no módulo ARM, deve-se utilizar o compilador cruzado. Para isso, uti-lizando um terminal e abrindo a pasta do projeto que se

deseja compilar, executar os comandos: ~/Kavo/qt/binarios/bin/qmake, make. Assim, o código para a aplicação é gerado, ressaltando que esse executável só pode ser executado no módulo ARM e não na máquina vir-tual. O comando qmake gera um arquivo Makefile de Linux com a especificação do compilador cruzado e as referências corretas das bibliotecas necessárias para o programa rodar no módulo. Após, o comando make executa o Makefile de maneira automatizada. Para executar a aplicação na placa alvo, alguns parâmetros devem ser passados para a aplica-ção mostrar a interface gráfica corretamente. Primeiro deve-se passar a opção –qws que faz a aplicação rodar o servidor de janelas para exibir a parte gráfica corretamente. Outra opção é a rotação da tela, ou seja, dependendo da disposição do display gráfica (paisagem ou retrato) deve-se girar a apresentação das informações na tela com o comando –display transformed:270, aonde 270 representa 270 graus rotacionados.

Na Figura 28 é apresentada uma aplicação para teste de relógios de demonstração rodando no módulo ARM com as opções utilizadas conforme anteriormente descritas.

Figura 28 - Mostradores que estarão sendo apresentados nas telas.

IX. CONCLUSÕES

Este trabalho apresentou cada um dos subsistemas desen-volvidos no âmbito do projeto de um sistema completo de propulsão puramente elétrica. Dentre os subsistemas pode-se citar o acionamento elétrico como sendo um grande desa-fio pela inerente necessidade de apresentar alta eficiência mesmo com um baixo valor de tensão do banco de baterias. Tal tensão foi escolhida para que as soluções de segurança elétrica fossem facilitadas e de modo a atender normas bra-sileiras para baixa tensão.

O projeto apresentado neste trabalho ainda está em anda-mento e algumas características ainda poderão ser alteradas. Mas, pode-se antecipar que várias contribuições para a área de acionamento elétrico para embarcações de pequeno porte

já foram obtidas. Destaca-se a técnica de modulação de es-paço vetorial para inversores multiníveis em corrente [1, 10], o desenvolvimento de um motor síncrono a imãs permanentes com pequenas dimensões, baixo peso e rendi-mento extremamente elevado [4], o carregador de baterias e o sistema supervisório e de interface. Ainda, embora o pro-tótipo do inversor de corrente com a potência nominal esteja em fase final de desenvolvimento, um protótipo com menor potência foi desenvolvido e testado em laboratório [8 - 9] comprovando o estudo teórico e realizado por simulação.

Este tipo de embarcação não é restrito para uso em reser-vatórios de hidrelétricas, como no caso que está sendo apre-sentado. Adicionalmente, o acionamento elétrico proposto não está restrito a embarcações de pequeno porte e pode, também, ser utilizado em veículos elétricos.

X. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

Periódicos: [1] B. Dupczak, A. Perin, M. Heldwein. Space Vector Modulation Strate-

gy Applied to Interphase Transformers-Based Five-Level Current

Source Inverter. IEEE Transactions on Power Electronics. Vol, 27, No. 6, June, 2012, pp. 2740-2751.

Relatórios Técnicos: [2] "Annual progress report 2008 - Energy Storage Research and Devel-

opment" US Department of Energy, Relatório Técnico, in: http://www.ndpc.gov.gh/GPRS/AnnualProgressReport-2008.pdf, 2008

Artigos em Anais de Conferências (Publicados): [3] B. Dupczak, A. Perin, M. Heldwein. "PMSM Specification and De-

sign for an Electrical Boat Propulsion System." In: International Con-

ference and Exhibition for Power Electronics, Intelligent Motion, Re-

newable Energy and Energy Management, PCIM South America. São Paulo, 2012.

[4] B. Dupczak, A. Perin, M. Heldwein, C. Martins, J. Cros. "PMSM and 5-Level CSI based Boat Electrical Propulsion System Efficiency Analysis." In: IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference, VPPC’12. South Korea, 2012, p. 538-543.

[5] R. F. Coelho, T. B. Lazzarin, D. C. Martins. "Modelling and Controlo f the Single-Phase DC-AC PWM Converter for Grid-Connected Ap-plications Including a Loop for Average Primary Current Control-ling." In: COBEP 2011 - Congressso Brasileiro de Eletrônica de Po-

tência, pp. 334-340, 2011. [6] N. Femia, G. Petrone, G. Spagnuolo, and M. Vitelli, Optimization of

perturb and observe maximum power point tracking method, IEEE

Trans. Power Electron, vol. 20, no. 4, pp. 963–973, Jul. 2005. [7] R. F. Coelho, F. M. Concer, and D. C. Martins, "A MPPT approach

based on temperature measurements applied in PV systems", in Proc.

IEEE-ECSET’2010, IEEE International Conference on Sustainable

Energy Technologies, Dec. 2010.

Dissertações e Teses: [8] B. Dupczak. "Estudo de Inversores Multiníveis em Corrente para

Propulsão Elétrica." Exame de qualificação de doutorado. Departa-mento de Engenharia Elétrica, Universidade Federal de Santa Catari-na. Florianópolis, 2011.

[9] B. Dupczak. " Inversor cinco níveis em corrente para o acionamento de motores elétricos." Tese de doutorado. Departamento de Engenha-ria Elétrica, Universidade Federal de Santa Catarina. Florianópolis, 2013.

Patentes: [10] B. Dupczak, A. Perin, M. Heldwein. "Técnica de modulação de espa-

ço vetorial para inversores multiníveis em corrente com transformado-res de interfase." Pedido INPI número BR 10 2012 007907 0, Abril, 2012.