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
Resumo – Neste trabalho é apresentado um sistema completo 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 fotovoltaica, inversor de corrente, motor síncrono a ímã permanente, 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 empregando 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 Energética S.A. Conta com o apoio técnico da CEBRA - Conversores Estáticos Brasileiros Ltda. e do apoio administrativo da
FEESC - Fundação de Ensino e Engenharia de Santa Catarina.
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 tecnologia nacional de subsistemas eletro-eletrônicos, tais como: 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 comunicação entre os componentes. Tal sistema possibilitará substi-
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 inspeção 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 redução 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 empregado na embarcação é apresentado no diagrama da Figura 1, o qual mostra a proposta com um único banco de baterias (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.
Este trabalho está sendo desenvolvido no âmbito do Programa de Pesquisa e Desenvolvimento Tecnológico do Setor de Energia Elétrica regulado pela ANEEL e consta dos Anais do VII Congresso de Inovação Tecnológica 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: aline@tractebelenergia.com.br).
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 embarcações de pequeno porte já esteja disponível em alguns paí-
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 características necessárias para um projeto ideal para a propulsão
elétrica de embarcações de pequeno porte. Como consequência, sabe-se a priori que fatores como autonomia, peso,
custo, entre outros, são afetados pela alteração da fonte armazenadora de energia. Como consequência deste fato, foi
efetuado um estudo comparativo com dados de outras aplicações, 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.
Modelo
Boca
[m]
Peso
Casco
[kg]
Peso
Total
[kg]
Hélice
Diâmetro x Passo
[pol]
Elevação
[m]
4,88
1,88
308
630
111/8 x 13
214
5,18
2,11
377
764
113/8 x 12
214
Dados Comprimento
[m]
Alumacraft
MV 1650AW SC
Alumacraft
MV 1756AW SC
XPRESS
SV 16
XPRESS
SV 17
5
4,88
1,90
308
678
13 /8 X 13
82
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 variações de parâmetros como passo do hélice, carga utilizada e
elevação, não se observam diferenças nas velocidades abaixo de 2.500 rpm e acima de 4.000 rpm, ou seja, nas situações onde ela não está ou está planando respectivamente.
Tomando-se a situação nominal onde se tem a carga constituída por dois passageiros, 90 litros de combustível e equipamentos, 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 comportamento apresentado pelo equipamento atualmente em uso
pela Tractebel para a inspeção dos lagos de barragens de
hidrelétricas.
ou do regime de operação imposto, durante os ciclos de inspeção, a única grandeza que restringe o alcance ou a autonomia da embarcação é o seu volume total (VT) de combustível disponível (VT = 90 L). Assim, no caso de um possível
reabastecimento de combustível do tipo "gasolina com etanol" [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 evidente que o peso total do banco de baterias poderia, por exemplo, 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
Densidade
Gravimétrica
de Energia
[Wh/kg]
Período
de Recarga
[horas]
Niquel
Cádmio
Niquel
Hidreto
Chumbo
Ácida
Ions de
Lítio
Li-Ion
Polimérica
Alcalina
Recarregável
45 – 80
60 – 120
30 – 50
110 – 160
100 – 130
≤ 80
1
2–4
8 – 16
2–4
2–4
2–3
Apesar da aproximação, fica evidente que alguns parâmetros de projeto deverão ser restritos, uma vez que uma carga
fixa de 1.000 – 1.400 kg, correspondente apenas aos acumuladores, 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.
Figura 2 Comparativo entre a velocidade relacionada com a rotação para o
propulsor Yamaha 50HP.
A quantificação das grandezas envolvidas é essencial para que se possam delinear os parâmetros equivalentes para o
novo sistema de propulsão. No entanto, com o motor a
combustão, independentemente das distâncias percorridas
Ao tentar restringir a autonomia máxima em função de
VT, produziram-se resultados conflitantes. Os mesmos dados 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 volume 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 redução do volume total de combustível necessário (Tabela 4).
Ainda assim, estima-se o uso de bancos de bateria com massa não inferior a 500 kg.
Tabela 4 - Resumo das aproximações de autonomia e consumo.
Parâmetro
Ciclo
Intermitente
Duração
Horas
Velocidade Autonomia
Km/h
km/L
Consumo
L/h
VT
Litros
Baterias1
kg
512 – 716
6,5
10 – 14
1,8
5–7
32,5 – 45,5
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 consumo e autonomia implica em aumento da carga fixa da embarcação mesmo que se mantenha um propulsor com potência equivalente ao Yamaha 50 HP, ou da alteração de parâmetros como velocidade máxima, autonomia, peso total do
sistema, entre outros fatores, para que se possam estabelecer
objetivos alcançáveis com as tecnologias atualmente disponíveis.
significativa de energia em função do pouco espaço disponível na embarcação para a colocação dos painéis fotovoltaicos. Ou seja, a carga das baterias será efetuada principalmente através de rede de energia elétrica e o carregador de
baterias, que deverá estar disponível no estaleiro ou atracadouro da embarcação.
O armazenamento de energia elétrica será efetuado empregando baterias de íons de Lítio. O banco de baterias que
estará disponível na embarcação poderá receber carga a partir 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 químicos tem propiciado a elevação da capacidade de armazenamento. 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).
III. PROJETO DA EMBARCAÇÃO
O projeto da embarcação foi efetuado por engenheiros da
empresa de engenharia naval Proper Marine Projetos, Consultoria e Serviços de Engenharia Ltda. (Figura 4) e a construção da embarcação está sendo efetuada pela empresa Barjonas 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 6 - Comparação entre algumas tecnologias de 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
Com capacidades de descarga contínua que podem exceder 5C, ou seja, cinco vezes sua capacidade de carga nominal - ‘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 amplitudes superiores a 1,5C não proporcionam ganhos significativos 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 operação, tensão na célula, entre outros. Estes fatores necessariamente 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 construção 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, quanto 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 células. 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]
90
120
160
180
200
240
270
280
300
320
360
Bancos
01 x 90
03 x 40
04 x 40
02 x 90
01 x 200
06 x 40
03 x 90
07 x 40
05 x 60
02 x 160
04 x 90
Células Peso Total Volume Total Energia
[kg]
[L]
[kWh]
30
90
64
10
90
144
90
16
120
192
120
21
60
180
129
20
30
228
154
25
180
288
180
32
90
270
193
30
210
336
211
37
150
375
223
41
60
336
219
37
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, capacidade total, etc.; contra os requisitos necessários para a operação da embarcação: velocidade máxima, autonomia, capacidade de transporte de carga e passageiros, etc.; chegou-se ao
conjunto de 30 células de 300 Ah com uma tensão total nominal 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 potência nominal dos motores, a autonomia máxima da embarcação 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 banco de baterias da embarcação, pôde-se fazer o esboço do
conjunto ilustrado na Figura 7 contendo as células, proteções, invólucro e conexões; para a instalação elétrica e previsão 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 técnica 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 especificado. Esta técnica é a mais recomendada para células de LiIon 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 capacidade de carga CA, que é definida pela autonomia desejada 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 descrito 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 superdimensionamento e redução da eficiência do conjunto. Na prática,
o que se planeja é a utilização de apenas um banco de células de Li-Ion, o que simplifica o processo de dimensionamento 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 fornecer toda a corrente de recarga desejada. Buscando a elevação da eficiência, da confiabilidade e da modularidade do
carregador, optou-se por subdividi-lo em unidades individuais como as ilustradas na Figura 9. Deste modo, optou-se
por construir módulos conectados em paralelo já que a eficiência total do conjunto (ηTot) é:
η + η + +ηn
Q n = número de estágios. (1)
• ηTot = 1 2
n
CONVERSOR –A
CONVERSOR – B
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 recarga 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 modulação por defasagem de pulso (Full Bridge - Zero Voltage
Switching - Phase Shift - Pulse Width Modulation - FBZVS-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 também o conversor PWM de três níveis com comutação ZVS
que possui características muito semelhantes ao FB-ZVSPS-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 estrutura apresentada na Figura 10. Nesta configuração têm-se
dois módulos conectados. Observar-se que a tensão de entrada 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.
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 carregador, os sistemas de proteção (disjuntores CC) e o sistema 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 autonomia 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 características. 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 diferentes fabricantes, visto que a diferença nas características
elétricas dos módulos PVs não irá afetar a operação individual, 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 módulo, o qual é utilizado para encontrar o ponto de extração
de máxima potência [6]. Contudo, estes métodos tem o problema de apresentar oscilações na tensão do módulo, a qual
se deve a compensação do controlador à variação de corrente, isto é, com a variação da corrente varia o sinal de controle. No projeto será utilizado o método alternativo que consiste no monitoramento da temperatura do módulo ao invés
da corrente [7]. Desta forma consegue-se eliminar a oscilação da tensão, visto que a dinâmica de variação da temperatura é muitas vezes mais lenta que a da corrente (radiação
solar).
A eficiência do módulo é outro ponto favorável a ser destacado 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 fotovoltaica. Outra característica de ser destacada é a opção de
fixação, a qual poder ser permanente ou removível. A fixação permanente não permite realocar os módulos, visto que
uma vez fixados não podem mais ser retirados sem danificálos. Este método consiste em colar o módulo à superfície.
No projeto será optado pela fixação removível, a qual permite que os módulos possam ser retirados de forma segura
para manutenção, substituição, ou inclusive para reaproveitamento.
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 tensão. 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 denominado de forma simplificada como conversor buckboost 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 características, em especial quando operado com razão cíclica constante 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 seguintes circuitos: fontes reguladas, controle, sensores, modulador e driver.
O método adotado no projeto para rastreamento da máxima potência é o baseado na medição da temperatura da
superfície de um módulo fotovoltaico, chamado de MPPTTemp [7].
Figura 15 - Diagrama de blocos do circuito de comando.
VII. SISTEMA DE PROPULSÃO ELÉTRICA
O sistema de propulsão que está sendo proposto é baseado na utilização da energia armazenada em baterias que será
processada por um sistema de acionamento elétrico, constituído 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 sistema direto de propulsão, ou seja, um sistema onde a velocidade 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 obtidos 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 restrições de espaço e peso são fundamentais. Apesar da existência de perdas na redução mecânica, estas não são significativas 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 motor 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 volume do motor elétrico necessário é compatível com o volume 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 contrato para o projeto e construção de um protótipo do motor
desenvolvido pela empresa Électrotechnologies SELEM
Inc. que pertence a professores da Université Laval da cidade 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.
Conforme as características apresentadas na Tabela 7, verifica-se que o rendimento do motor resultou em um valor
igual a 96,8%, superior o normalmente encontrado no mercado.
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 objetivo de utilizar para o acionamento do motor [4, 8]. O estágio de entrada da estrutura foi escolhido de modo a possibilitar 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:
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 menores do que os motores disponíveis no mercado, possui
perdas muito reduzidas, conforme pode ser avaliado na Figura 20.
• 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 desenvolvimento são listadas na sequência:
Figura 20 - Resultado da avaliação das perdas do motor a vazio.
• 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 especificados os componentes necessários, como indutores, capacitores e interruptores de potência, para que fossem realizados
os cálculos de perdas por condução e comutação nos circuitos 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 bastante 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 sistema 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 rápida (tempo de resposta de 100-200 ms) para controlar a corrente 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 controle 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 apresentados 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) apresenta-se o torque eletromecânico proporcionado pela máquina, 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 necessário para realizar todas as operações matemáticas exis-
tentes.
I(L1)+I(L2)
I(M1_1)
V1N-V2N
V2N-V3N
I(M1_2)
I(M2_1)
I(M2_2)
Io_A
Im_A
100
0
-100
V3N-V1N
150
100
50
0
-50
-100
-150
Wmec_rpm
5500
6000
5000
4000
3000
2000
1000
0
Tem_PMSM32
Figura 26 – Detalhes da montagem do conjunto motor (parte inferior),
sistema de refrigeração (direita) e inversor (parte superior) do sistema de
propulsão.
0
20
15
10
5
VIII. SISTEMA SUPERVISÓRIO E DE INTERFACE
0
-5
Im_d
Im_q
120
80
40
0
0.1
0.2
0.3
0.4
0.5
Time (s)
Figura 24 - Resultados de simulação durante a partida.
C. Sistema integrado de propulsão elétrica
Foi elaborado um estudo para obter um sistema de refrigeração 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 combustão.
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.
Para fazer a programação do sistema supervisório embarcado, foi utilizado um ambiente de desenvolvimento que
tem como objetivo fazer a comunição, enviar e receber arquivos 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 virtual, conectar a placa a porta serial RS-232 do computador
host e, a partir da máquina virtual, abrir um terminal e executar 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 controle de fluxo. Para enviar um arquivo para o módulo ARM a
partir do minicom, deve-se executar no módulo ARM o comando para receber arquivos através do protocolo
ZMODEM utilizando o comando lrz. Após, deve-se enviar
o arquivo através do minicom com a sequência de comandos: 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 emulador 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 código e testar em um simulador antes de enviar para o módulo
ARM.
Figura 27 - Diagrama de blocos da rede CAN.
Figura 25 – Esboço do sistema de montagem do motor junto com o
inversor. Dimensões em mm.
Para gerar o arquivo binário que é executado no módulo
ARM, deve-se utilizar o compilador cruzado. Para isso, utilizando 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 virtual. 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 aplicação mostrar a interface gráfica corretamente. Primeiro devese 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.
já foram obtidas. Destaca-se a técnica de modulação de espaço vetorial para inversores multiníveis em corrente
[1, 10], o desenvolvimento de um motor síncrono a imãs
permanentes com pequenas dimensões, baixo peso e rendimento extremamente elevado [4], o carregador de baterias e
o sistema supervisório e de interface. Ainda, embora o protótipo 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 reservatórios de hidrelétricas, como no caso que está sendo apresentado. 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 Strategy 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 Development" US Department of Energy, Relatório Técnico, in:
http://www.ndpc.gov.gh/GPRS/AnnualProgressReport-2008.pdf,
2008
Artigos em Anais de Conferências (Publicados):
[3]
[4]
[5]
[6]
Figura 28 - Mostradores que estarão sendo apresentados nas telas.
[7]
IX. CONCLUSÕES
Este trabalho apresentou cada um dos subsistemas desenvolvidos no âmbito do projeto de um sistema completo de
propulsão puramente elétrica. Dentre os subsistemas podese citar o acionamento elétrico como sendo um grande desafio 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 brasileiras para baixa tensão.
O projeto apresentado neste trabalho ainda está em andamento 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
B. Dupczak, A. Perin, M. Heldwein. "PMSM Specification and Design for an Electrical Boat Propulsion System." In: International Conference and Exhibition for Power Electronics, Intelligent Motion, Renewable Energy and Energy Management, PCIM South America. São
Paulo, 2012.
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.
R. F. Coelho, T. B. Lazzarin, D. C. Martins. "Modelling and Controlo
f the Single-Phase DC-AC PWM Converter for Grid-Connected Applications Including a Loop for Average Primary Current Controlling." In: COBEP 2011 - Congressso Brasileiro de Eletrônica de Potência, pp. 334-340, 2011.
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.
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]
[9]
B. Dupczak. "Estudo de Inversores Multiníveis em Corrente para
Propulsão Elétrica." Exame de qualificação de doutorado. Departamento de Engenharia Elétrica, Universidade Federal de Santa Catarina. Florianópolis, 2011.
B. Dupczak. " Inversor cinco níveis em corrente para o acionamento
de motores elétricos." Tese de doutorado. Departamento de Engenharia Elétrica, Universidade Federal de Santa Catarina. Florianópolis,
2013.
Patentes:
[10] B. Dupczak, A. Perin, M. Heldwein. "Técnica de modulação de espaço vetorial para inversores multiníveis em corrente com transformadores de interfase." Pedido INPI número BR 10 2012 007907 0, Abril,
2012.
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Artigo Técnico - Tractebel Energia