REVISTA DE TECNOLOGIA DA INFORMAÇÃO E COMUNICAÇÃO, VOL. 4, NO. 2, OUTUBRO 2014
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Agricultura de Precisão com Rede de Sensores sem
Fio
Paulo Henrique Cruz Pereira∗‡ § , Alberto Colombo † , Marcelo Sampaio de Alencar, ‡ §
Giovanni Francisco Rabelo† e Waslon Lopes ‡ §
∗ Centro Federal de Educação Tecnológica de Minas Gerais – CEFET/MG, Varginha, Brasil
† Universidade Federal de Lavras – UFLA, Lavras, Brasil
‡ Universidade Federal de Campina Grande – UFCG, Campina Grande, Brasil
§ Instituto de Estudos Avançados em Comunicações – Iecom, Campina Grande, Brasil
E-mails: [email protected],{acolombo, rabelo}@deg.ufla.br, {malencar, waslon}@iecom.org.br
Resumo— Este artigo descreve uma aplicação de controladores
lógico programáveis (CLP) em conjunto com inversores de
frequência em sistemas de irrigação por pivô central com o
objetivo de aumentar a eficiência do uso da energia elétrica,
R
utilizando redes ZigBee (802.15.4), Modbus-RTU e Compobus,
para comunicação entre os equipamentos e sensores. Sabe-se que
o aumento do consumo da energia elétrica no meio rural está
diretamente associado ao desenvolvimento tecnológico da agricultura. Portanto, o emprego de modernas técnicas que otimizem o
uso racional da energia elétrica é fundamental em todos as áreas
de conhecimento. O experimento foi realizado no campus da
Universidade Federal de Lavras (UFLA), dentro do programa de
doutorado em Engenharia Agrı́cola, nos anos de 2008-2009, tendo
apoio do CNPq e FAPEMIG. São apresentados a fundamentação,
metodologia e resultados alcançados na execução do projeto
implementado.
Palavras-chave— Sistema de Irrigação Controlada, Eficiência
Energética Rural, Sensores sem Fio, ZigBee
I. I NTRODUÇ ÃO
O
aumento do consumo de energia elétrica no meio rural
esta diretamente associado com o desenvolvimento tecnológico da agricultura. Como a oferta de energia elétrica é
limitada, torna-se necessário incentivar o uso mais eficiente no
meio rural.
Os sistemas de irrigação do tipo pivô central são responsáveis por grande parte do consumo de energia elétrica. A
energia consumida nesses sistemas é principalmente dirigida
para o acionamento do conjunto motobomba. Uma utilização
mais racional da energia consumida pelos conjuntos motobombas pode ser obtida pela adoção de práticas adequadas de
projeto e manejo destes sistemas de irrigação.
A viabilidade econômica do uso de inversores de frequência
em sistemas de irrigação do tipo pivô central foi demonstrada
em diversos estudos [1], [2], [3], [4] e [5]. No entanto, apesar
da necessidade de aumentar a eficiência do uso da energia
elétrica disponı́vel e das vantagens comparativas de algumas
áreas irrigadas do Brasil, o incremento esperado na utilização
destes equipamentos em sistemas de irrigação do tipo pivô
central não tem sido observado.
Nos sistemas de irrigação por pivô central o uso de inversores de frequência deve ser incentivado porque as unidades
de bombeamento destes sistemas são geralmente dimensionadas para atender à máxima demanda de potência. Desta
forma, esses sistemas apresentam condições para se obter uma
redução substancial no consumo de energia elétrica com o uso
de inversores de frequência.
Atualmente, três fatores contribuem para a continuidade
deste quadro de estagnação no uso de inversores de frequência
em sistemas de irrigação: (i) as estratégias para controle
dos inversores nos pivôs centrais ainda são um desafio para
os profissionais da automação que atuam na área agrı́cola;
(ii) existem discrepâncias entre valores esperados e valores
realizados (observados) de redução no consumo de energia
elétrica; e, (iii) são poucas as oportunidades de se observar
equipamentos de irrigação do tipo pivô central operando com
inversores de frequência.
Este artigo tem como objetivo mostrar a viabilidade do uso
do inversor de frequência na irrigação de precisão por pivô
central mediante a instalação de um inversor de frequência,
um controlador lógico programável (CLP) e o uso de rede de
sensores sem fio (RSSF), realizada no pivô central existente
no Campus da UFLA. Tal experimento objetivou ações que
contribuam para eliminação dos três fatores restritivos, citados,
com o uso da comunicação entre o inversor de frequência, o
CLP e os diversos sensores instalados (pressão; ao longo na
linha lateral do pivô central; e umidade de solo; espalhados
na cultura de café irrigada).
Para tal, foram utilizados os cabos previamente existentes
para controle de energização do conjunto motobomba, utilizado pelo pressostato do pivô central (cabo normal de ligação
com 2,5 mm2 ) e rede de sensores sem fio, padrão ZigBee
(IEEE.802.4.15).
Todos os parâmetros do inversor de frequência serão fornecidos pelo CLP ao longo da topografia do terreno onde o pivô
central está instalado. A irrigação inicializa mediante a análise
do sinal do sensor de umidade de solo, enviada ao CLP, por
um rede sem fio.
II. R EFERENCIAL T E ÓRICO
Desde seu patenteamento em 1952 [6]; o pivô central
popularizou-se em todo o mundo, sendo, atualmente o sistema
de irrigação por aspersão de maior aceitação. Aplica-se a um
amplo elenco de culturas, incluindo granı́feras, hortaliças, café,
forrageiras e gramı́neas, estas, inclusive, em associação ao
pastejo natural de animais criados extensivamente [7].
20
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A velocidade de rotação da lateral móvel é determinada
por um relé percentual, que se encontra instalado na caixa de
controle da torre central do pivô e que comanda a velocidade
da última torre [8].
A unidade de bombeamento é, normalmente, instalada
próxima ao ponto de captação de água para o pivô central,
e por uma adutora, é conduzira a água bombeada até o ponto
fixo localizado no centro da área irrigada [1].
A introdução de inversores de frequência nas unidades de
bombeamento, de acionamento elétrico, dos equipamentos de
irrigação possibilita uma substancial redução no consumo de
energia [2] e [9]. Para o caso particular dos equipamentos de
irrigação do tipo pivô central, a economia de energia obtida
com a utilização de inversores de frequência tem sido alvo de
diversos estudos [1], [2], [3], [4] e [5].
As aplicações ambientais têm se destacado no contexto das
redes de sensores sem fio. O monitoramento da biodiversidade em um ecossistema se torna muito mais confiável em
virtude do funcionamento desses sensores, que operam sem a
necessidade de fios espalhados por plantações, florestas, rios
etc. Desta maneira, o acompanhamento de espécies animais e
de desastres naturais (incêndios florestais, grandes secas, entre
outros) pode ser adequadamente analisados pelas autoridades
[10], [11] e [12].
Algumas aplicações com animais podem ser destacadas,
como o emprego de RSSFs para a contagem de pássaros
[13]; ou para o monitoramento de zebras [14] dispersas em
seu habitat; no rastreamento de rebanhos de cabras [15] ou
de gado [16] e [17]; e na criação de frangos de corte [18].
No que diz respeito ao estudo das condições climáticas de
uma determinada região, há trabalhos descrevendo a atuação
de redes de sensores em estações meteorológicas [19] e
na prevenção de tempestades de areia [20]. Um sistema de
monitoramento das condições climáticas de vinı́colas situadas
no estado de Washington – EUA é descrito em [21].
A agricultura de precisão, contudo, é uma das principais
áreas de pesquisa em redes de sensores sem fio nas aplicações
ambientais. O estabelecimento de uma RSSF em uma fazenda
ou plantação para monitorar variáveis relacionadas a estas
culturas vem se destacado em diversos trabalhos cientı́ficos
e aplicações práticas. Variáveis importantes para o manejo
agrı́cola (como temperatura, pressão, umidade do solo e nı́vel
de radiação solar) são os principais tópicos investigados na
literatura [22], visando a otimização da irrigação e um maior
benefı́cio da atividade agrı́cola. Com a transmissão sem fio das
informações para uma central ou estação de controle, podese gerenciar uma plantação de modo a reduzir o consumo de
água e de energia elétrica, recursos que encarecem a produção
agrı́cola.
III. M ETODOLOGIA
Este estudo foi desenvolvido para um pivô central, modelo
Valley 4071-8000-VSN/2-94, existente no Campus da UFLA.
A topografia da área onde o pivô opera, o comprimento de
sua adutora e a distância entre a casa de bombas e o ponto do
pivô podem ser visualizados na Figura 1.
O inversor de frequência, da marca Omron, modelo 3G3RXA2150, foi instalado segundo o esquema ilustrado na Figura 2,
Figura 1: Vista geral do sistema de irrigação do tipo pivô
central (Valley 4071-8000-VSN/2-94), cotas do terreno em
metros.
na casa de bomba localizada nas proximidades do reservatório
de água.
A estratégia de controle dos parâmetros de controle do
inversor foi realizada por um controlador lógico programável,
marca Onrom, modelo CPIH-X40DT1-D, instalado próximo
ao ponto do pivô, e os parâmetros foram enviados até a casa
de bomba por meio de um cabo enterrado, conforme mostrado
nos esquemas das Figura 2 e Figura 3.
Ressalta-se que todas as interligações foram realizadas
utilizando os cabos PP 3x1,5 mm2 e não cabos especiais de
redes de comunicação industriais, pois o objetivo foi verificar
se os cabos já existentes nas instalações de um pivô central
atenderiam às necessidades de comunicação, e visando a
redução dos custos de instalação de campo para o produtor
rural.
O cabo de comunicação entre o CLP e o inversor, que já
se encontrava instalado, iniciava com um cabo duplo, rı́gido
e 2,5 mm2 , finalizando com 2 fios (um preto e outro azul) de
1,0 mm2 , o que leva a concluir que deveria haver emendas ao
longo do cabo que se encontrava ao longo da linha da adutora
do pivô central.
A programação Ladder do CLP foi realizada com o programa proprietário da Omron, o aplicativo CX-One, em sua
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modelo ZB-Pro-ZB-S2 (Figura 4), com antena RPSMA, e o
sinal oriundo de um sensor de umidade de solo era acoplado
a uma entrada analógica do módulo.
Figura 4: Módulo XBee PRO ZB S2; XBP24-Z7SIT-004;
Antena RPSMA.
Os módulos XBee foram configurados com o software
XCTU (Figura 5) e a programação do nó coordenador foi
realizada com a utilização do Processing e a linguagem Java.
Figura 2: Distribuição dos equipamentos na casa de bombas
do pivô central (Valley 4071-8000-VSN/2-94) no qual foi
desenvolvido o trabalho.
Figura 5: Tela do software XCTU.
Figura 3: Disposição dos equipamentos ao longo da lateral
móvel do pivô central (Valley- 4071-8000-VSN/2-94).
versão Trial.
Os dados de placa do motor são: motor de indução – gaiola,
trifásico, 60 Hz, 220/380/440 V, 50/28,9/25,6 A, 15 kW(20
CV), 3.540 rpm, marca WEG. A bomba apresenta os seguintes
dados: tipo–BEK40–3, φ rotor 145.
A rede de sensores sem fio foi construı́da mediante a
utilização de módulos XBee, da marca Digi Internacional Inc.,
O esboço da disponibilização dos módulos XBee, na cultura
irrigada, é apresentado na Figura 6.
No ponto central do pivô e junto do CLP ficou o coordenador da rede sem fio, FFDprincipal, tendo ao seu redor e com
espaçamentos de 18 m, os chamados FFDeixo (configurados
como roteadores). Os FFDeixo não realizam leituras de sensores de umidade de solo, por uma questão de economia de
custos de aquisição dos sensores.
A partir dos FFDeixo, e com espaçamentos de 18 m,
foram instalados os FFDeixo-leitura que, além de trabalharem
como roteadores, também realizavam leituras dos sensores de
umidade.
Os RFDleitura foram instalados nas extremidades de cada
eixo e com a função de leitura dos sensores de umidade de
solo.
Todos os dados dos sensores de umidade de solo eram
transmitidos ao nó coordenador, FFDprincipal, que foi configurado em modo API. Ao receber cada quadro de dados, o
coordenador analisava os dados e caso houvesse, pelo menos
três sensores de umidade de solo, com nı́vel inferior a 360 mV,
ele emitia um sinal digital de nı́vel alto ao CLP, para iniciar
a irrigação.
22
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Hpα = hf + ∆E + rα .sα + Jr .Leq .Fr + Hs ;
(2)
em que:
Hpα = carga de pressão requerida, na posição α, na base
do ponto do pivô (mca);
hf = perda de carga no tubo de subida do ponto do pivô
(mca);
∆E = carga da altura de instalação dos emissores em
relaçãoao solo (mca);
rα = distância, na posição α, do ponto do pivô até o ponto
de mı́nima pressão da lateral (m);
sα = declividade da linha lateral na posição α;
Jr = taxa de perda de carga no inı́cio da lateral (m.m−1 );
Leq = comprimento equivalente da linha lateral (m);
Fr = fator adimensional de correção do cálculo da perda de
carga até o ponto r;
Hs = carga piezométrica da pressão mı́nima de serviço dos
emissores (mca).
Figura 6: Esboço do sistema de instalação dos XBee ao longo
da área irrigada pelo pivô central.
Os demais componentes XBee foram configurados em modo
AT (configuração para comandos AT – attention).
IV. D ETERMINAÇ ÃO DAS F REQU ÊNCIAS DO I NVERSOR
A. Fundamentação Teórica
Em sistemas de irrigação, do tipo pivô central, a
movimentação da lateral provoca variação em sua elevação
topográfica, resultando em diferentes requisitos de altura manométrica, conforme apresentado na Figura 1. A ausência de
variação na demanda do valor de vazão requerida é obtida com
o uso de válvulas reguladoras de pressão em cada emissor [23].
Essas válvulas evitam que as variações na elevação topográfica
da linha lateral afetem a uniformidade de aplicação de água.
Valiantzas e Dercas [24] desenvolveram uma fórmula para
cálculo do fator de correção (Fr ) do cálculo da perda de carga
até um ponto r da linha lateral do pivô central, que para o caso
particular da Fórmula de Hazen-Williams assume o seguinte
formato
Fr =
3
5,15
0, 85
1, 85
r
r
rα
+
;
−
.
.
Leq
3
Leq
5, 15 Leq
(1)
em que:
Fr = fator adimensional de correção do cálculo da perda de
carga até o ponto r;
r = distância desde o ponto do pivô central (m);
rα = distância, na posição α, do ponto do pivô até o ponto
de mı́nima pressão da lateral (m);
Leq = comprimento equivalente da linha lateral (m).
De acordo com Azevedo [1], para cada posição α assumida
pela linha lateral do pivô, a carga de pressão requerida na
base do ponto do pivô (Hpα ) pode ser calculada pela seguinte
fórmula
Segundo Campana [2], a demanda de potência para acionamento da unidade de bombeamento será menor quando o
pivô estiver irrigando a faixa de menor requisito de altura
manométrica e a demanda de potência será máxima quando o
pivô estiver irrigando a posição correspondente à maior altura
manométrica.
Alcântara [25] sugere que as modificações nas curvas caracterı́sticas das bombas centrı́fugas (vazão versus altura manométrica e vazão versus rendimento) resultantes de alterações
nos valores de diâmetro e/ou de velocidade de rotação do rotor
sejam modeladas através da adimensionalização dos valores de
vazão e altura manométrica:
λQ =
Q
φ3 .ω
(3)
g.H
;
φ2 .ω 2
(4)
e
λH =
em que:
λQ = vazão bombeada adimensional;
Q = vazão bombeada (m3 .s−1 );
φ = diâmetro do rotor (m);
ω = velocidade angular do rotor (rad.s−1 );
λH = altura manométrica adimensional;
H = altura manométrica total (m).
Azevedo [1] utilizou polinômios de terceiro grau e a
adimensionalização recomendada por Alcântara [25] para representar as curvas de altura manométrica total e rendimento
pelas seguintes expressões:
N.φ2 .ω 2
Q
a H + bH 3 +
H=
g
φ .ω
2
3 Q
Q
+
d
;
+ cH
H
φ3 .ω
φ3 .ω
em que:
N = número de rotores da bomba considerada;
(5)
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aH , bH , cH , dH = coeficientes de ajuste da curva caracterı́stica da bomba.
ηb = aη
2
3
Q
Q
Q
+ bη 3
+ dη
; (6)
+ cη
φ .ω
φ3 .ω
φ3 .ω
em que:
ηb = rendimento hidráulico da bomba (0 ≤ ηb ≤ 1);
aη , bη , cη , dη = coeficientes de ajuste da equação de
rendimento da bomba.
23
f = frequência de alimentação do motor (Hz);
p = número de pólos do motor.
O comportamento da curva “conjugado versus rotação” de
um motor elétrico assı́ncrono, que possui sua alimentação
a partir de um inversor de frequência, apresenta algumas
diferenças em relação ao comportamento de um motor com
alimentação direta da rede. Nas diferentes frequências fornecidas pelo inversor, a diferença, em “rpm”, entre a rotação com
torque nominal e a rotação com torque nulo (rotação sı́ncrona)
é sempre igual. A Figura 7 ilustra este princı́pio.
Segundo Carvalho [26], a potência requerida no eixo de
acionamento de uma bomba é calculada com base na seguinte
fórmula
P =
Q.H.γ
;
ηb
(7)
em que:
P = potência no eixo da bomba (W);
γ = peso especı́fico da água (N.m3 ).
O torque, ou conjugado, requerido no eixo de acionamento
da bomba é calculado com base na potência e na velocidade
angular do eixo [27]
P
;
(8)
ω
em que τ = torque ou conjugado requerido no eixo de
acionamento da bomba (N.m).
τ=
A relação entre a velocidade de rotação do eixo de um motor
e a sua velocidade angular é dada por [27]
n
. 2π;
ω=
60
em que n = velocidade de rotação do motor (rpm).
(9)
Quando os valores nominais de frequência e tensão da rede
elétrica de alimentação de um motor assı́ncrono são atendidos,
a linearização da curva conjugado versus rotação do motor,
permite estimar com precisão o conjugado em função do
valor da velocidade de rotação do motor [28] e [29]. Esta
linearização pode ser representada pela seguinte fórmula
τ=
τn (ns − n)
;
ns − nn
(10)
em que:
τ = conjugado no eixo do motor operando com rotação n
(N.m);
τn = conjugado nominal do motor (N.m);
ns = velocidade sı́ncrona de rotação do motor (rpm);
nn = velocidade nominal de rotação do motor (rpm).
Conforme Carvalho & Oliveira [4], a velocidade sı́ncrona
de um motor elétrico é dada por
ns =
em que:
120.f
;
p
(11)
Figura 7: Curvas conjugado versus rotação de um motor
elétrico assı́ncrono controlado por um inversor de frequência
[30].
Em decorrência da diferença constante entre a rotação
sı́ncrona e a rotação sob torque nominal, que ocorre nos motores assı́ncronos controlados por inversores de frequência, podese estabelecer, para as diferentes frequências de alimentação,
a seguinte relação entre torque nominal e torque de trabalho
τn
τ
=
;
(ns )f n − (nn )f n
(ns )f − (n)f
(12)
em que:
τn = torque, ou conjugado nominal do motor (N.m);
(ns )f n = rotação sı́ncrona com a frequência nominal de
alimentação (rpm);
(nn )f n = rotação nominal com a frequência nominal de
alimentação (rpm);
(ns )f = rotação sı́ncrona com a frequência f de alimentação
(rpm);
(n)f = rotação sob o conjugado τ com a frequência f de
alimentação (rpm).
B. Procedimento para o Cálculo da Frequência
Na Tabela I são apresentados os valores das constantes
aH , bH , cH e dH da Equação 5, que foram ajustados em
função dos 4 pares de valores de altura manométrica total
versus vazão, lidos na curva caracterı́stica da bomba.
Quando os valores ajustados de aH , bH , cH e dH , representados na Tabela I, são associados às demais caracterı́sticas
24
REVISTA DE TECNOLOGIA DA INFORMAÇÃO E COMUNICAÇÃO, VOL. 4, NO. 2, OUTUBRO 2014
Tabela I: Coeficientes da equação da curva H x Q da bomba
Imbil BEK 40.
aH
1, 4400x10−1
bH
−1, 4844
cH
9, 9155x101
dH
−1, 0303x105
P =
descritivas da bomba (N = 3 e φ = 0, 145 m) e à vazão
de projeto de 21 m3 .h−1 (Q = 5, 833x10−3 m3 .s−1 ), a
Equação 5 toma a seguinte forma, que é mais adequada para
determinação da altura manométrica da bomba (H em mca)
em função dos valores de velocidade angular (ω em rad.s−1 )
do eixo de acionamento da bomba
H =9, 262x10−4 .ω 2 − 1, 870x10−2 .ω + 2, 335+
− 4, 642x103 .ω −1
(13)
Na Tabela 6 são demonstrados os valores ajustados dos coeficientes aη , bη , cη e dη , da Equação 6, que foram ajustados em
função dos 4 pares de valores de rendimento da bomba versus
vazão, lidos da curva caracterı́stica da bomba.
Tabela II: Coeficientes da equação da curva rendimento x Q
da bomba Imbil BEK 40.
aη
3, 333x10−2
bη
2, 004x102
cη
−1, 653x104
dη
−3, 725x10−9
− 6, 050x104 .ω −2 − 2, 610x10−8 .ω −3
(14)
A inserção, na Equação 7, do valor da vazão de projeto
(Q = 5, 833x10−3 m3 .s−1 ), do peso especı́fico do fluido
bombeado (γ = 9777 N.m−3 ) e das equações 13 e 14 resulta
na seguinte equação, que permite calcular a potência mecânica
requerida no eixo de acionamento da bomba (P em W) em
função dos valores de velocidade angular (ω em rad.s−1 ) do
eixo de acionamento da bomba
P =
5, 810x10−4 .n2 − 1, 091x10−1 .n + 1, 332x102 − 2, 528x106 .n−1
3, 333x10−2 + 3, 661x103 .n−1 − 5, 517x106 .n−2 − 2, 273x10−5 .n−3
(17)
e
τ =
1, 743x10−2 .n2 − 3, 273.n + 3, 996x103 − 7, 584x107 .n−1
1, 047x10−1 .n + 1, 15x104 − 1, 732x107 .n−1 − 7, 141x10−5 .n−2
(18)
Para a determinação teórica das frequências de alimentação
do conjunto motobomba para cada posição da lateral móvel do
pivô, apresentada na Tabela III, sendo a vazão constante (Q0 =
21 m3 .h−1 ), calcula-se o comprimento equivalente da lateral
(Leq ). Determina-se a taxa da perda de carga na distância r
do ponto do pivô. Determina-se a distância do ponto do pivô
até o ponto de menor carga de pressão (rα ).
A partir de rα , determina-se a carga de pressão requerida
(Hpα ) para cada posição da lateral, assim é possı́vel determinar
a altura manométrica no ponto do pivô (H).
Tabela III: Frequências calculadas em função da posição da
linha lateral do pivô central.
Quando os valores ajustados representados na Tabela II
de aη , bη , cη e dη , são associados às demais caracterı́sticas
descritivas da bomba (φ = 0, 145 m) e à vazão de projeto de
21 m3 .h−1 (Q = 5, 833x10−3 m3 .s−1 ), a Equação 6 toma
a seguinte forma, que é mais adequada para determinação do
rendimento da bomba (0 <= ηb <= 1) em função dos valores
de velocidade angular (ω em rad.s−1 ) do eixo de acionamento
da bomba
ηb =3, 333x10−2 + 3, 840x102 .ω −1 +
Em termos de rotação do eixo de acionamento da bomba
(n em rpm), as Equações 15 e 16 passam a ser
5, 298x10−2 .ω 2 − 1, 042.ω + 1, 332x102 − 2, 647x105 .ω −1
3, 333x10−2 + 3, 84x102 .ω −1 . − 6, 050x104 .ω −2 − 2, 610x10−8 .ω −3
(15)
Finalmente, o torque, ou conjugado, requerido no eixo de
acionamento da bomba (τ em N.m) em função dos valores
de velocidade angular (ω em rad.s−1 ) é dado pela seguinte
fórmula
5, 298x10−2 .ω 2 − 1, 042.ω + 1, 332x102 − 2, 647x105 .ω −1
τ =
3, 333x10−2 .ω + 3, 840x102 − 6, 050x104 .ω −1 − 2, 610x10−8 .ω −2
(16)
α
(graus)
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
200
220
240
260
280
300
320
340
360
H
(m)
82,0
83,4
84,4
85,2
84,2
83,3
81,7
79,7
77,2
77,2
77,2
77,2
77,2
77,2
77,2
77,2
77,6
80,2
82,0
n
(rpm)
3334
3358
3375
3390
3372
3357
3328
3294
3250
3250
3250
3250
3250
3250
3250
3250
3257
3303
3334
Rend
(%)
61,9
61,8
61,7
61,6
61,7
61,8
62,0
62,1
62,4
62,4
62,4
62,4
62,4
62,4
62,4
62,4
62,3
62,1
61,9
P
(W)
7219
7356
7454
7540
7438
7348
7186
6994
6747
6747
6747
6747
6747
6747
6747
6747
6787
7041
7219
τ
(N.m)
20,6
20,9
21,0
21,2
21,0
20,9
20,6
20,2
19,8
19,8
19,8
19,8
19,8
19,8
19,8
19,8
19,9
20,3
20,6
ns
(rpm)
3365
3389
3406
3421
3403
3388
3359
3324
3279
3279
3279
3279
3279
3279
3279
3279
3287
3333
3365
fα
(Hz)
56,09
56,49
56,78
57,03
56,73
56,47
55,99
55,42
54,66
54,66
54,66
54,66
54,66
54,66
54,66
54,66
54,79
55,56
56,09
Com os valores admensionalizados de vazão e altura manométrica, determina-se, mediante, a Equação (5), a rotação
angular (ω) da bomba para cada posição da lateral. Com a
Equação (14), determina-se o rendimento da bomba (ηb ) para
cada posição da lateral. Para a determinação da potência no
eixo da bomba (P ), utiliza-se a Equação (17) e consequentemente com a Equação (18), determina-se o conjugado no
eixo do motor (τ ). A transformação da rotação angular (ω)
em rotações por minuto (rpm), é obtida pela Equação (9) e,
finalmente, calcula-se a frequência de alimentação do conjunto
motobomba mediante a aplicação da Equação (11).
V. R ESULTADOS
A programação Ladder do CLP foi simples e intuitiva
para este tipo de controlador, uma vez que já existem áreas
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de memória destinadas para transferência de dados para os
protocolos de rede Modbus-RTU, como mostrado na Figura
8.
Figura 9: Gráfico da frequência do inversor de frequência em
função da declividade do terreno, ao longo do tempo (três
ciclos completos).
Figura 8: Trecho do programa LADDER para programação de
controle entre CLP e Inversor de Frequência (Modbus-RTU).
Os diversos protocolos de comunicação (ZigBee, ModBusR utilizados e seus meios de transmissão
RTU e Compobus)
não sofreram degradação do sinal ou interferências devido à
utilização de cabos comuns, mesmo nos locais de maior interferência eletromagnética (ao lado do inversor de frequência).
O controle dos parâmetros do inversor de frequência realizado pelo controlador lógico programável (CLP), mostrou-se
eficaz, com a frequência de rotação do conjunto motobomba
estável e conforme a necessidade de pressão ao longo da linha
lateral em função da declividade do terreno, no qual o pivô
central estava instalado, Figura 9 e Figura 10.
A frequência mı́nima necessária para manter a pressão da
linha lateral do pivô central, para este tipo de topografia do
terreno, foi de 54,45 Hz. A frequência máxima utilizada no
sistema, CLP e inversor, foi de 57,05 Hz.
Ressalta-se que, com estes valores de frequência, não houve
problema de variação da vazão (lâmina de água aplicada
constante), uma vez que a pressão da linha lateral móvel ficou
sempre acima da pressão das válvulas reguladoras (configuradas em 20 mca).
Sem o sistema de controle realizado pelo CLP, a frequência
era constante e igual a 60 Hz, utilizando a potência máxima
Figura 10: Gráfico da frequência do inversor de frequência em
função da declividade do terreno (um ciclo completo – 360o ).
que poderia ser fornecida pelo conjunto motobomba.
O padrão ZigBee, 802.15.4, mediante a utilização dos
módulos XBee da Digi, foi eficiente na transmissão dos sinais
dos sensores de umidade de solo. A utilização de uma rede
de sensores sem fio (RSSF) mostrou-se adequada devido a
não haver necessidade de fios ou cabos espalhados na cultura
irrigada, o que facilitou a sua manutenção e o seu manejo.
VI. C ONCLUS ÕES E T RABALHOS F UTUROS
O sistema de controle e os protocolos de redes de
comunicação utilizados entre o inversor de frequência e o
controlador lógico programável (CLP), bem como entre os
sensores de pressão, ao longo da linha lateral e o CLP
mostraram-se efetivos e estáveis, para o tipo de aplicação de
irrigação por pivô central.
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Figura 11: Gráfico da Potência consumida (kW) pelo conjunto
motobomba em função da frequência do inversor (Hz).
Figura 13: Gráfico da Potência consumida (kW) pelo conjunto
motobomba em função da frequência do inversor (Hz).
rava sob controle do inversor foi pouco superior ao valor determinado sem o controle do inversor (10, 20/13, 23 = 0, 77),
indicando que o inversor promoveu uma pequena melhora no
rendimento do motor.
Além da redução do consumo de energia e de uma pequena
melhora no rendimento do motor, foi também observada uma
melhora no fator de potência, que passou de 0,84 para 0,88.
Como sugestão para trabalhos futuros tem-se a possibilidade
de novos estudos com implementação de tecnologias tais
como: Lógica Fuzzy e redes neurais. Bem como, o estudo de
uma rede sem fio 802.15.4, em substituição às redes ModbusR
RTU e Compobus.
Figura 12: Vista da lateral móvel do Pivô Central, em funcionamento, Modelo Valley 4071-8000-VSN/2-94.
O método de cálculo das frequências para o inversor
mostrou-se viável para o correto funcionamento do sistema de
irrigação, uma vez que não houve falta de pressão ao longo
da linha lateral durante todo o ciclo de 3 giros.
Na Figura 13 são apresentados valores de potência ativa
medidos ao longo de um giro completo da linha lateral móvel
do pivô. Nesta figura são também apresentados valores de
potência mecânica no eixo de acionamento do motor. As séries
de dados foram tomadas sob duas condições operacionais
distintas: (i) com a unidade de bombeamento controlada pelo
inversor de frequência (P.Ativa COM e P.Eixo COM) e (ii)
com a unidade de bombeamento sem o controle do inversor
(P.Ativa SEM e P.Eixo SEM).
Os valores médios de potência ativa por giro completo
(13,23 kW sem o inversor e 10,75 kW com o inversor)
indicam uma redução de consumo de energia da ordem de
19% ((13, 23 − 10, 75)/13, 23) quando o inversor é utilizado.
A razão potência no eixo pela potência ativa (8, 53/10, 75 =
0, 79) determinada enquanto a unidade de bombeamento ope-
AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem ao Centro Federal de Educação
Tecnológica de Minas Gerais (CEFET/MG), ao Conselho Nacional de Desenvolvimento Cientı́fico e Tecnológico (CNPq),
à Universidade Federal de Lavras (UFLA) , à Fundação de
Amparo a Pesquisa de Minas Gerais (FAPEMIG), à Universidade Federal de Campina Grande (UFCG) e ao Instituto de
Estudos Avançados em Comunicações (Iecom), pelo apoio a
realização da pesquisa.
R EFER ÊNCIAS
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