Baixe motores elétricos e outras Notas de estudo em PDF para Engenharia Elétrica, somente na Docsity! UNIVERSIDADE FEDERAL DA BAHIA ESCOLA POLITÉCNICA MESTRADO EM ENGENHARIA ELÉTRICA DISSERTAÇÃO DE MESTRADO UMA PROPOSTA PARA AVALIAÇÃO DO RENDIMENTO DE MOTORES DE INDUÇÃO TRIFÁSICOS EM CHÃO DE FÁBRICA AUTORA SHEYLA MARIA DAS NEVES DAMASCENO ORIENTADOR PROF. DR. JÉS DE JESUS CERQUEIRA FIAIS CO-ORIENTADOR PROF. DR. ANTÔNIO CEZAR DE CASTRO LIMA SALVADOR – BA MAIO, 2002 UMA PROPOSTA PARA AVALIAÇÃO DO RENDIMENTO DE MOTORES DE INDUÇÃO TRIFÁSICOS EM CHÃO DE FÁBRICA Por SHEYLA MARIA DAS NEVES DAMASCENO Dissertação apresentada ao Curso de Mestrado em Engenharia Elétrica da Escola Politécnica da Universidade Federal da Bahia como requisito parcial à obtenção do grau de MESTRE EM ENGENHARIA ELÉTRICA SALVADOR – BA 2002 Engenharia e Poesia Ainda que eu padeça da ilusão do saber Equacione todas as variáveis Estabeleça toda a lógica Ainda que eu conclua o interminável Abarque o infinito Argumente todas as razões Ainda que eu vislumbre o invisível Toque o intangível Modele o inquantificável com a precisão de um Deus Que eu nunca perca a Magia e o Encantamento a Engenharia e a Poesia Inerentes a todas as Coisas. Sheyla Maria Damasceno Janeiro 2001 RESUMO Este trabalho apresenta uma proposta para avaliação do rendimento de motores de indução em chão de fábrica, através da implementação de uma metodologia adequada às condições encontradas em campo em uma instrumentação digital dedicada. São analisados o princípio de funcionamento e as principais características elétricas e mecânicas dos motores de indução trifásicos, situando-os entre os diversos tipos de motores elétricos existentes, destacando sua importância e participação no consumo da energia elétrica. São descritas e classificadas as perdas de energia existentes, definindo o significado do rendimento em um motor de indução trifásico, apresentando os principais fatores que podem influenciar no seu desempenho, destacando os níveis de rendimento aceitáveis definidos pela norma brasileira NBR 7094 [08] para motores da linha padrão e de alto rendimento e os principais parâmetros a serem considerados na avaliação da viabilidade econômica para projetos de retrofit de motores. Algumas metodologias existentes para avaliação de rendimento em motores de indução foram estudadas, focalizando a base teórica de cada método, seu nível de exatidão e intrusão, discutindo os métodos adotados pelas normas brasileiras NBR 7094 [08] e NBR 5383 [09] e a americana IEEE 112 [14] para sua medição. A partir de ensaios em laboratório, foram comparados os resultados experimentais obtidos selecionando as metodologias de avaliação de rendimento em motores de indução mais adequadas para as condições oferecidas por motores em campo, discutindo a exatidão para diversas condições de funcionamento do motor. Os métodos que apresentaram melhores resultados foram implementados na instrumentação eletrônica dedicada. ABSTRACT This work shows a proposal for the performance evaluation of induction engines on field, through the implementation of an appropriate methodology to the conditions found in a dedicated digital instrumentation on field. The main electric characteristics and working principals of trifasic induction engines were evaluated, among the diverse types of electric engines that exist. It’s importance and its participation in electric energy consume were highlighted. The lost of energy was described and classified, defining the meaning of performance in a trifasic induction engine. The main factors that can influence its performance were presented, highlighting the acceptable performance levels defined by the Brazilian norm NBR 7094 [8] for high production standard engines and the main parameters to be considered for the economic viability evaluation for engine retrofit projects. Some existing methodologies for the production evaluation in induction engines were studied, focalizing the theoretic base of each one, their accuracy and invasively level, discussing the methods adopted by the Brazilian norms NBR 7094 [8] and NBR [9] and the American IEEE 112 [14] for its measurement. Based on laboratory testing, the obtained experimental results were compared to select the most appropriate production evaluation methodologies in induction engines for the conditions offered to engines on field, discussing the accuracy of several conditions for the working of the engine. The methods that showed the best results were implemented in the dedicated electronic instrumentation. GLOSSÁRIO Categorias – Os motores de indução de gaiola, trifásicos, para tensão nominal igual ou inferior a 600 V, potência nominal igual ou inferior a 630 kW (856 cv), previstos para partida direta ou estrela-triângulo são classificados quanto às suas características de partida em cinco categorias definidas a seguir: 1- Motores da Categoria N – Segundo a NBR 7094 [08], os motores da categoria N são motores com conjugado de partida normal ou seja, que satisfazem os requisitos de partida descritos abaixo, previstos para partida direta, com 2, 4, 6 ou 8 pólos e de 0,37 kW (0,5 cv) a 630 kW (856 cv). Requisitos de Partida: Para estes motores o conjugado com rotor bloqueado, o conjugado mínimo de partida e o conjugado máximo, cada um expresso pela razão para o conjugado nominal, deve ter seus valores mínimos à tensão nominal conforme a Tabela 1 da NBR 7094[08]. Devem permitir a frio duas partidas consecutivas, com retorno ao repouso entre partidas, e uma partida a quente após ter funcionado nas condições nominais. O conjugado resistente devido à carga acionada é, em cada caso, proporcional ao quadrado da velocidade e igual ao conjugado nominal à velocidade nominal, para um momento de inércia externo dado na Tabela 3 da NBR 7094 [08]. Em cada caso, uma partida adicional é permitida somente se a temperatura do motor antes da partida não exceder a temperatura de equilíbrio térmico sob carga nominal 2- Motores da Categoria NY – Segundo a NBR 7094 [08], esta categoria inclui motores semelhantes aos de categoria N, porém previstos para partida estrela- triângulo. Para estes motores na ligação estrela, os valores mínimos do conjugado com rotor bloqueado e do conjugado mínimo de partida são iguais a 25% dos valores indicados para os motores da categoria N, Tabela 1 da NBR 7094 [08]. Requisitos de Partida: Os requisitos de partida são os mesmos especificados para motores da categoria N. Adicionalmente, entretanto, um conjugado resistente reduzido é necessário, pois o conjugado de partida em “ estrela” pode ser insuficiente para acionar algumas cargas a uma velocidade aceitável. 3- Motores da Categoria H – Segundo a NBR 7094 [08], esta categoria inclui motores com conjugado de partida elevado, previstos para partida direta, com 4,6 ou 8 pólos e, potência nominal de 0,37 kW (0,5cv) a 160 kW (220cv). Requisitos de Partida: Para estes motores o conjugado com rotor bloqueado, o conjugado mínimo de partida e o conjugado máximo, cada um expresso pela razão para o conjugado nominal, deve ter seus valores mínimos à tensão nominal conforme a tabela 4 da NBR 7094[08]. Valores superiores são permitidos. Devem permitir a frio duas partidas consecutivas, com retorno ao repouso entre partidas, e uma partida a quente após ter funcionado nas condições nominais. O conjugado resistente devido à carga acionada é suposto ser constante, igual ao conjugado nominal e independente da velocidade, com uma inércia externa de 50 % dos valores descritos na Tabela 3 da NBR 7094 [08]. Em cada caso, uma partida adicional é permitida somente se a temperatura do motor antes da partida não exceder a temperatura de equilíbrio térmico sob carga nominal. 4- Motores da Categoria HY – Segundo a NBR 7094 [08], esta categoria inclui motores semelhantes aos de categoria H, porém previstos para partida estrela- triângulo. Para estes motores na ligação estrela, os valores mínimos do conjugadocom rotor bloqueado e do conjugado mínimo de partida são iguais a 25% dos valores indicados para os motores da categoria H, Tabela 4 da NBR 7094 [08]. Requisitos de Partida: Os requisitos de partida são os mesmos especificados para motores da categoria H. Adicionalmente, entretanto, um conjugado resistente reduzido é necessário, pois o conjugado de partida em “estrela” pode ser insuficiente para acionar algumas cargas a uma velocidade aceitável. 5- Motores da Categoria D – Segundo a NBR 7094 [08], esta categoria inclui motores com conjugado de rotor bloqueado elevado e escorregamento elevado, previstos para partida direta, com quatro ou mais pólos, potência nominal de 0,37 kW (0,5cv) a 110 kW (150cv). Requisitos de Partida: O conjugado com rotor bloqueado expresso pela razão pelo conjugado nominal, deve ter o valor mínimo de 2,75, à tensão nominal O conjugado mínimo de partida e o conjugado máximo não são fornecidos porque nestes motores o conjugado diminui continuamente quando a velocidade aumenta. O escorregamento na potência nominal deve ser superior a 5%. São fornecidas três variações diferentes de motores quanto ao valor do escorregamento: uma com 5 a 8%, outra com 8 a 13% para utilização em prensas de perfuração, tesouras e outras máquinas de inércia elevada, onde é desejado elevar a energia armazenada em um volante sob flutuações severas de carga e para diminuir o elevado pico de demanda do sistema, a terceira incluindo motores com escorregamento de 13% ou mais, para aplicações geralmente em regime de tempo limitado, devido às perdas elevadas no rotor, como por exemplo, pontes rolantes, guinchos, elevnnnadores, etc. Regime de Serviço – É o grau de regularidade da carga a que o motor é submetido. Os motores normalmente são projetados para o regime contínuo (a carga é constante), por tempo indefinido e igual à potência nominal do motor, mas em muitos casos a carga tem um comportamento variável. De acordo com a NBR 7094[08], para cada regime de serviço, também chamado de regime de tipo, são atribuídos os símbolos alfanuméricos definidos abaixo: Regime contínuo (S1) – funcionamento a carga constante de duração suficiente para que seja alcançado o equilíbrio térmico. Regime de tempo limitado (S2) – funcionamento com a carga constante durante um determinado tempo, inferior ao necessário para atingir o equilíbrio térmico, seguido de um período de repouso de duração suficiente para restabelecer a igualdade de temperatura com o meio refrigerante. Regime intermitente periódico (S3) – seqüência de ciclos de regime idênticos, cada qual incluindo um período de funcionamento a carga constante e um período de repouso, sendo tais períodos muito curtos para que se atinja o equilíbrio térmico durante um ciclo de regime e no qual a corrente de partida não afete de modo significativo a elevação de temperatura. Regime intermitente periódico com partidas (S4) - seqüência de ciclos de regime idênticos, cada qual consistindo em um período de partida, um período de funcionamento a carga constante e um período de repouso, sendo tais períodos muito curtos para que se atinja o equilíbrio térmico. Regime intermitente periódico com frenagem elétrica (S5) - seqüência de ciclos de regime idênticos, cada qual consistindo em um período de partida, um período de funcionamento a carga constante, um período de frenagem elétrica e um período de repouso, sendo tais períodos muito curtos para que se atinja o equilíbrio térmico. Regime de funcionamento contínuo com carga intermitente (S6) - seqüência de ciclos de regime idênticos, cada qual consistindo de um período de funcionamento a carga constante e de um período de funcionamento em vazio, não existindo período de repouso. Regime de funcionamento contínuo com frenagem elétrica (S7) - seqüência de ciclos de regimes idênticos, cada qual consistindo de um período de partida, de um período de funcionamento a carga constante e de um período de frenagem elétrica, não existindo período de repouso. Regime de funcionamento contínuo com mudança periódica na relação carga/velocidade de rotação (S8) - seqüência de ciclos de regimes idênticos, cada qual consistindo de um período de partida e um período de funcionamento a carga constante, correspondendo a uma velocidade de rotação pré-determinada, seguidos de um ou mais períodos de funcionamento a outras cargas constantes, correspondentes a diferentes velocidades de rotação. Não existe período de repouso. Regime com variações não periódicas de carga e de velocidade (S9) – geralmente a carga e a velocidade variam não periodicamente, dentro da faixa de funcionamento admissível, incluindo freqüentemente sobrecargas aplicadas que podem ser muito superiores à condição de plena carga. Regime com cargas constantes distintas (S10) - com cargas constantes distintas, incluindo no máximo quatro valores distintos de carga (ou cargas equivalentes), cada valor sendo mantido por tempo suficiente para que o equilíbrio térmico seja atingido. A carga mínima durante um ciclo de regime pode ter o valor zero (funcionando em vazio ou repouso). Horário de Ponta – Corresponde ao intervalo de três horas consecutivas, definido pela concessionária, compreendido entre 17 e 22 horas, de segunda à sexta feira, independente de ser ou não ser feriado. Este é um período crítico para o sistema de distribuição da concessionária devido a elevação de demanda da rede elétrica, possuindo tarifas mais elevadas Bortoni [20]. Horário Fora de Ponta – Corresponde às horas complementares às três horas relativas ao horário de ponta anteriormente definido, acrescido do total das horas dos sábados e domingos Bortoni [20]. Período Seco - Compreende o intervalo situado entre os meses de maio a novembro de cada ano. Este período é classificado como seco porque não é o período de chuvas na região do São Francisco. Neste período a tarifa é mais cara Bortoni [20]. Período Úmido - Compreende o intervalo situado entre os meses de dezembro de um ano e abril do ano seguinte. Este período é classificado como úmido porque é o período de chuvas Bortoni [20]. Normas Técnicas JEC – Japonese Eletrotechnical Commitee IEC – International Eletrotechnical Commission NEMA – National Electrical Manufacturers Association IEEE – The Institute of Electrical and Eletronics Engineers NBR – Norma Brasileira Registrada Considerando os dois setores restantes, rural e governamental (que representam juntos uma demanda de 14%) e ainda diversas outras aplicações, podemos afirmar que no Brasil os motores elétricos são responsáveis por, no mínimo, 35% do consumo global de energia elétrica do país. Se considerarmos que o consumo global de energia elétrica no Brasil durante o ano de 2000 foi de 305.570 GWh MME [06], podemos estimar que só os motores elétricos processaram mais de 97.000 GWh. No Brasil, o parque industrial foi implantado em uma realidade diferente da atual, quando a energia elétrica era um insumo barato e relativamente abundante. O setor industrial é o menos explorado até o momento pelos programas de eficiência energética. Hoje, como os motores elétricos são responsáveis por mais de 30% do processamento total da energia elétrica consumida, a adoção de medidas que possibilitem o aumento da eficiência na operação de motores pode produzir uma razoável economia de energia. É comum encontrar em indústrias que estão funcionando a mais de 15 anos, motores superdimensionados para a carga que acionam e/ou que já foram rebobinados, perdendo as características elétricas inicialmente definidas pelo seu fabricante. Nesta realidade, projetos de eficiência energética para a indústria têm grande potencial de redução de custos operacionais e de manutenção em motores. Normalmente, são realizados estudos para verificar a viabilidade técnica e econômica de projetos de retrfit de motores, ou seja da troca dos motores existentes da linha padrão por motores novos de uma linha especial de maior rendimento, adequando o novo motor a real necessidade da carga acionada. A viabilidade econômica destes projetos depende da diferença de rendimento entre os dois motores, do tempo de vida do motor existente, da adequação deste motor à carga acionada e do seu tempo de funcionamento. A exatidão da metodologia utilizada para avaliação do rendimento de motores com tempo de vida útil avançado em chão de fábrica é de fundamental importância, podendo ser decisiva na avaliação da viabilidade econômica destes projetos. Os motores de alto rendimento além de consumirem menos energia elétrica, diminuindo seu custo operacional, têm menos perdas e conseqüentemente menor aquecimento, sofrendo menor deterioração ao longo do tempo; o que diminui seu custo de manutenção. O grau de intrusão do método (dificuldade de ser implementado em campo) e sua exatidão são de fundamental importância para uma boa avaliação da viabilidade técnica e econômica na adoção de sistemas energeticamente mais eficientes em projetos de retrofit. 1.1- Objetivo Esta dissertação apresenta uma contribuição na definição de metodologias mais adequadas para avaliação do rendimento dos motores de indução em campo, implementando os métodos de avaliação de rendimento que apresentaram melhores resultados em uma instrumentação eletrônica dedicada, semelhante a um alicate amperímetro, para avaliação de rendimento de motores de indução em chão de fábrica. 1.2- Estrutura Dissertação O Capítulo 02 apresenta o princípio de funcionamento e principais características elétricas e mecânicas dos motores de indução trifásicos, situando-os entre os diversos tipos de motores elétricos existentes, destacando sua importância e participação no consumo de energia elétrica. No Capítulo 03 são descritas e classificadas as perdas de energia existentes nos motores de indução trifásicos: perdas no núcleo, perdas mecânicas, perdas por efeito joule no estator e no rotor e perdas suplementares. No Capítulo 04, é definido o significado do rendimento em um motor de indução trifásico, apresentando os principais fatores que podem influenciar no desempenho do motor, destacando os níveis de rendimento aceitáveis definidos pela norma brasileira NBR 7094 [08] para motores da linha padrão e de alto rendimento e os principais parâmetros a serem considerados na avaliação da viabilidade econômica para projetos de retrofit de motores. No Capítulo 05, são verificadas algumas metodologias existentes para avaliação de rendimento em motores de indução, focalizando a base teórica de cada método, seu nível de exatidão e grau de intrusão, discutindo os métodos adotados pelas normas brasileiras NBR 7094 [08] e NBR 5383 [09] e a americana IEEE 112 [14] para sua medição. No Capítulo 06, a partir de ensaios em laboratório, são comparados os resultados experimentais obtidos selecionando as metodologias de avaliação de rendimento em motores de indução mais adequadas para as condições oferecidas por motores em campo, discutindo sua exatidão para diversas condições de funcionamento do motor. Os métodos que apresentaram melhores resultados foram implementados em uma instrumentação eletrônica dedicada. Figura 2.1- Um dos primeiros motores de indução trifásico (ano 1893) 2.2- Tipos de Motores Elétricos Existem vários tipos de motores elétricos e, de uma maneira geral, eles são classificados conforme as características de sua alimentação. Atualmente, devido à robustez e baixo custo, a grande maioria dos motores usados é de corrente alternada, sendo uma pequena parcela de corrente contínua. Com o desenvolvimento de acionamentos eletrônicos como conversores de freqüência, a tendência do mercado é cada vez mais utilizar motores de corrente alternada em detrimento dos de corrente contínua. Os motores de corrente alternada são ainda classificados conforme o comportamento da sua velocidade de funcionamento e da sua ligação, trifásica ou monofásica, na rede de alimentação. Motores de Corrente Alternada Síncronos Indução Tifásicos Monofásicos Rotor de Rotor de Gaiola Anéis Figura 2.2 – Motores de corrente alternada classificados conforme o comportamento da velocidade e da ligação na rede Como pode ser visto na Figura 2.2, os motores de corrente alternada podem ser classificados em Síncronos e de Indução (Assíncronos). Esta classificação está relacionada à velocidade de rotação do seu eixo. Os motores Síncronos são aqueles que, quando em operação normal, apresentam seu eixo girando com uma velocidade angular síncrona, ou seja, sua velocidade é dada pela Equação 2.1, depende diretamente da freqüência da rede e de seu número de pólos. (2.1) Ws = 4 π f p Onde (Ws) é a velocidade angular síncrona do rotor em radianos mecânicos por segundo para um motor de corrente alternada, (f) a freqüência da rede elétrica de alimentação em ciclos por segundo (Hz) e (p) o número de pólos do motor. A máxima sobrecarga momentânea que uma máquina síncrona pode suportar, é determinada pelo máximo conjugado que pode ser aplicado sem perda de sincronismo. Nestas condições, a velocidade de operação independe de sua carga, sendo constante e igual ao seu valor síncrono. Já nos motores de indução, a velocidade é influenciada pela carga. Quanto maior for a carga, mais afastada do seu valor síncrono será sua velocidade Fitzgerald[11]. Os motores de corrente alternada podem também ser subdivididos quanto à sua ligação à rede elétrica como trifásicos ou monofásicos. Os motores de indução trifásicos são também classificados de acordo com o tipo construtivo da sua parte girante. Seu rotor pode ser do tipo gaiola ou de anéis. Quando o rotor é do tipo gaiola, a carcaça do motor é mais simples, podendo ser totalmente fechada ou não. Esta gaiola é formada por barras situadas na superfície lateral cilíndrica do rotor e curtocircuitadas entre si nas suas extremidades. Figura 2.3 – Rotor de gaiola (Guia Operacional de Motores Elétricos PROCEL, CEPEL, ELETROBRAS [04]) As barras formam um circuito elétrico fechado em si mesmo. O número de barras, suas dimensões e formas e a resistividade do material (alumínio, cobre ou latão) definem comportamentos distintos para o motor. Se o rotor é do tipo com anéis, o motor possui na carcaça tampas removíveis para inspeção do local das escovas. Os anéis permitem a inserção de estágios de O uso de novos materiais isolantes que suportam temperaturas bem mais elevadas e possuem maior capacidade de isolação; As técnicas de refrigeração que possibilitam uma troca de calor mais eficaz; O uso de técnicas computacionais no seu projeto, definindo com maior exatidão dimensões, parâmetros básicos, formatos de ranhuras, etc. Figura 2.5 – Evolução dos motores de Indução trifásicos de gaiola de 15 HP, 4 pólos, 220V, fabricado pela General Eletric Company Já o princípio de funcionamento destas máquinas se manteve ao longo do tempo basicamente o mesmo. No motor de indução ou assíncrono a corrente alternada é fornecida ao enrolamento do estator diretamente, e ao enrolamento do rotor por indução a partir do estator, enquanto no motor síncrono o campo do rotor existe por aplicação de tensão. Quando o enrolamento do estator de uma máquina de indução trifásica é excitado por tensões polifásicas equilibradas, é produzido no entreferro um campo magnético girante de amplitude constante, rodando na velocidade síncrona e com sentido de giro conforme a ordem da ligação das fases na rede. Desde que a velocidade do campo girante e a do rotor sejam diferentes, ele induz tensões nos condutores do rotor. Como o circuito do rotor é fechado, as tensões induzidas criam correntes que estabelecem um segundo campo magnético (também girante) em reação ao primeiro. Como os dois campos têm uma tendência a se alinharem, provocam o aparecimento do conjugado (torque) eletromagnético, forçando a rotação da parte móvel do motor (rotor). Quando uma carga é acionada por um motor de indução, o seu conjugado resistente provoca uma diminuição na velocidade do rotor, aumentando a diferença entre a velocidade do rotor e a do campo girante (escorregamento). O aumento do escorregamento aumenta as correntes induzida e indutora, a potência elétrica demandada da rede e o conjugado do motor, fazendo com que o motor consiga responder satisfatoriamente ao aumento da carga Fitzgerald [11]. 2.3.2 – O Circuito Equivalente Com o objetivo de definir um modelo para o motor de indução trifásico, equacionando as grandezas elétricas e mecânicas que caracterizam este sistema físico, é possível definir um circuito equivalente representativo para este motor. Na Figura 2.6, (V1) é a tensão por fase no terminal do estator, (R1) a resistência do estator por fase, (L1) a indutância de dispersão por fase do estator, (Rc) resistência no núcleo do estator por fase, (Lm) indutância de magnetização por fase do estator, (f1) freqüência de alimentação da rede, (I1) a corrente do estator, (Iϕ) é a corrente necessária para criar o fluxo do entreferro resultante que pode ser decomposta em (Im) corrente de magnetização e (Ic) componente de (Iϕ) responsável pelas perdas no núcleo e (E1) a tensão induzida na saída do estator por fase Toro [12]. Figura 2.6 – Circuito Equivalente do Estator O circuito equivalente do rotor, na condição de rotor parado, pode ser representado como na Figura 2.7, onde (R2) a resistência do rotor, (X2) a reatância de dispersão por fase no rotor dada pela Equação 2.2, (L2) a indutância de dispersão do rotor por fase, (f2) a freqüência no rotor dada pela Equação 2.3 e (E2) a tensão induzida por fase no rotor na freqüência do rotor Toro [12]. Figura 2.7 – Circuito Equivalente do Rotor Parado (2.2) X2 = 2πf2 L2 (2.3) f2 = sf1 Na Figura 2.9, (V1) é a tensão por fase no terminal do estator, (RNL) a resistência do estator por fase ou a resistência no ensaio em vazio, (X1) a reatância de dispersão por fase do estator, (Xm) reatância de magnetização por fase do estator, (f1) freqüência de alimentação da rede, (I1) a corrente do estator. A partir dos dados medidos e considerando o circuito equivalente do motor descrito na Figura 2.9 é possível chegar as Equações 2.5 a 2.9. (2.5) RNL = __PNL__ 3I12 Onde PNL – è a potência de entrada trifásica do motor no ensaio em vazio (2.6) ZNL = __V1__ I1 ZNL – è a impedância por fase no estator do motor no ensaio em vazio (2.7) V1 = __VL/_31/2_ I1 (2.8) XNL = ( ZNL2 - RNL2)1/2 (2.9) XNL = X1 + Xm No ensaio com rotor bloqueado, o motor é desligado da alimentação e seu rotor é bloqueado, de modo que não possa girar. Uma tensão trifásica, cujo valor possa ser gradativamente aumentado, é aplicada (a partir de um variac trifásico ou de um regulador de indução polifásico) ao estator, até que circule a corrente nominal de placa. Nesta condição, as perdas no núcleo (ferro) são desprezíveis e não há perdas mecânicas já que o motor encontra-se parado. A potência total solicitada pelo motor representa as perdas elétricas no cobre do estator e do rotor à plena carga. Neste ensaio, também devem ser medidas a freqüência da rede, a tensão de linha, a corrente de linha e a potência trifásica de entrada no motor. Nas condições do ensaio com rotor bloqueado, o circuito equivalente do motor é o descrito na Figura 2.10 Sen [17]. Figura 2.10 – Circuito Equivalente Monofásico do Motor de Indução com rotor bloqueado Na Figura 2.10, (V1) é a tensão por fase no terminal do estator, (R1) a resistência do estator por fase, (X1) a reatância de dispersão por fase do estator, (Xm) reatância de magnetização por fase do estator, (f1) freqüência de alimentação da rede, (I1) a corrente do estator, (R’2) a resistência por fase do rotor refletida ao estator, (X’2) a reatância de dispersão por fase no rotor refletida ao estator. A partir dos dados medidos e considerando o circuito equivalente do motor descrito na Figura 2.10 é possível chegar as Equações 2.10 a 2.16. (2.10) RBL = __PBL__ 3I12 Onde RBL – è a resistência equivalente por fase do motor no ensaio com rotor bloqueado PBL – è a potência de entrada trifásica do motor no ensaio com rotor bloqueado (2.11) R’2 = RBL - R1 (2.12) Z’L = __V1__ I1 ZBL – è a impedância equivalente por fase do motor no ensaio com rotor bloqueado (2.13) V1 = __VL/_31/2_ I1 (2.14) XBL = ( ZBL2 - RBL2)1/2 (2.15) XBL = X1 + X’2 + Xm Segundo Sen[17], no teste com o rotor bloqueado, a reatância de magnetização Xm pode ser desprezada, já que seu módulo é muito maior que o módulo da soma de R’2 e X’2 Figura 2.10. A reatância equivalente no teste em vazio XNL será então dada pela Equação 2.16. (2.16) XNL = X1 + X’2 Ainda segundo Sen[17], com o objetivo de simplificar o circuito equivalente do motor, V1, R1, X1 , e Xm podem ser representados pelos valores de tensão Vth, Ou ainda a partir do circuito equivalente de Thevenin (2.29) Mi = 3 x Vth2 x R’2 Ws ( Rth+R’2)2 + (Xth+X’2)2 s Conhecendo-se o conjugado eletromagnético interno (Mi) é possível calcular a potência mecânica interna (Pmi) através da Equação 2.25. O conjugado interno (Mi) e a potência (Pmi) não são ainda os valores de saída disponíveis no eixo, pois não foram levadas em conta as perdas rotacionais descritas no Capítulo 3. A potência mecânica de saída entregue à carga (PM) pode ser calculada pela Equação 2.30 (2.30) PM = Pmi - Prot O fator de potência é um índice que relaciona a potência que o motor realmente fornece para acionar a carga e suprir suas perdas internas, chamada potência ativa, e a potência total solicitada à rede chamada potência aparente. A potência aparente engloba duas componentes distintas de potência: a potência ativa relacionada ao trabalho mecânico e às perdas e a potência reativa relacionada aos fluxos magnéticos produzidos pelos enrolamentos do estator e do rotor. Quanto mais próximo da unidade estiver o fator de potência uma maior parcela da potência aparente fornecida pela rede elétrica estará sendo transformada em potência ativa, ou seja, retirando-se as perdas internas do motor, em potência útil fornecida pelo eixo à carga. A legislação em vigor, Portaria 456 [22], exige que os consumidores que possuem medição de energia reativa operem com fator de potência mínimo de 0,92. Quando um motor está funcionando, sua carga mecânica determina a relação entre as potências aparente, reativa e ativa e, conseqüentemente, o seu fator de potência. A Figura 2.11 mostra que em vazio o fator de potência é muito baixo, já que a potência ativa entregue ao motor é a necessária somente para suprir suas perdas. Efeito semelhante ao que ocorre quando o motor está em vazio ou com pouca carga, acontece quando o motor está superdimensionado. Observa-se que o fator de potência cresce proporcionalmente ao carregamento do motor, atingindo valores mais razoáveis quando o motor está operando a partir de 75% de sua potência nominal. Figura 2.11 – Comportamento do fator de potência em função da carga As principais causas do baixo fator de potência devido a motores de indução são motores trabalhando em vazio durante uma grande parte do tempo de operação, motores superdimensionados para a carga mecânica que eles acionam e grande número de motores de pequena potência em operação. Motores com baixo fator de potência funcionam com uma maior temperatura de operação, deteriorando sua isolação mais rapidamente e, conseqüentemente, diminuindo a vida útil da máquina. Nos Capítulos 3 e 4 serão estudados as várias perdas e o fluxo de potência em um motor de indução trifásico, objetivando encontrar a potência mecânica no eixo entregue à carga. 2.4- Considerações Finais Este capítulo não faz um estudo teórico detalhado do motor de indução trifásico, uma vez que seu princípio de funcionamento e suas características elétricas e mecânicas são bastante conhecidos e facilmente encontradas na literatura. É, no entanto, de grande relevância para este trabalho, não podendo deixar de ser escrito, pois é a partir das considerações nele citadas que se desenvolverão os capítulos seguintes que argumentam de forma mais precisa e detalhada sobre o objetivo desta dissertação, ou seja o rendimento de um motor de indução trifásico para diferentes condições de carregamento do motor. Perdas Suplementares Segundo a NBR 7094 [08], a potência requerida por itens auxiliares, tais como bombas ou ventiladores externos que são necessários para a operação do motor, deve ser indicada em separado. As perdas resistivas devem ser corrigidas para uma temperatura igual à temperatura ambiente de 25oC acrescida da elevação de temperatura determinada com carga nominal pelo método da variação da resistência. As perdas em um motor de indução trifásico podem ainda ser classificadas como fixas e variáveis. As perdas fixas são aquelas que não dependem da carga, como as perdas mecânicas (por atrito e ventilação) e as do núcleo. Já as perdas variáveis são aquelas que variam com o carregamento do motor, que são as perdas no cobre do estator e do rotor, e as perdas suplementares. O posicionamento desta Norma com relação aos níveis de rendimento que os motores de indução trifásicos devem apresentar é discutido no Capítulo 4 desta dissertação. 3.2.2 – Norma Brasileira 5383 [09] De acordo com a NBR 5383 [09], a perda total existente em um motor de indução pode ser considerada como a soma das seguintes perdas: Perdas independentes da corrente: As perdas no Ferro ou no Núcleo são perdas em vazio, no ferro e as suplementares das outras partes metálicas, exceto nos condutores. As perdas por atrito são perdas por atrito nos mancais e, nas escovas, excluídas as perdas do sistema de lubrificação separado. As perdas nos mancais devem ser fornecidas separadamente, sejam ou não estes mancais fornecidos com a máquina. Quando for exigida a indicação das perdas num sistema de lubrificação separado, elas deverão ser fornecidas separadamente. As perdas totais por ventilação são as perdas totais por ventilação da máquina, inclusive as potências absorvidas por ventiladores que sejam parte integrante da máquina. As perdas em máquinas auxiliares, tais como ventiladores externos, bombas de água e de óleo, que não sejam parte integrante da máquina, mas são destinadas exclusivamente à mesma, devem ser incluídas somente mediante acordo entre fabricante e comprador. Quando for exigida a indicação das perdas num sistema de ventilação separado, elas devem ser fornecidas em separado. Perdas causadas pela carga: Perdas resistivas nos enrolamentos primários (I12 R1) Perdas resistivas nos enrolamentos secundários (I2´2R2´) Perdas elétricas nas escovas Perdas suplementares em carga: As perdas suplementares no ferro são as perdas suplementares introduzidas pela carga no ferro e nas demais partes metálicas, exceto os condutores. As perdas suplementares nos condutores são perdas por corrente de Foulcault nos condutores dos enrolamentos primários e secundários, causadas pela pulsação do fluxo dependente da corrente. As perdas suplementares em carga são às vezes designadas como perdas suplementares, porém elas não incluem as perdas suplementares em vazio. 3.3 – Definições Clássicas De acordo com a literatura, Fitzgerald[11], Kosow[10], Sen[17], ELETROBRAS CEPEL[04], Toro[12], em um motor de indução trifásico existem perdas no núcleo (histerese ou Foucault), perdas no cobre do estator e no cobre do rotor, perdas mecânicas (atrito e ventilação) e perdas suplementares ou por dispersão Figura 3.1. Figura 3.1 – Perdas em um motor de indução trifásico 3.3.1- Perdas no Núcleo ou no Ferro do Estator e do Rotor São responsáveis por 15 a 30%, ELETROBRAS CEPEL[04], das perdas totais no motor. Consistem nas perdas por histerese e correntes de Foucault que se Um ciclo de histerese isolado está indicado na Figura 3.2. A direção das setas nesta curva indica o modo pelo qual o campo magnético B varia quando H varia de zero a um valor positivo máximo, passando por zero, um valor negativo máximo e, de volta, a zero, completando desta forma um ciclo completo. Figura 3.2 – Variação da força eletromotriz em função da corrente de excitação da máquina funcionando em vazio. Segundo Toro [12] a potência em Watts perdida por efeito da histerese pode ser calculada pela Equação 3.2. (3.2) Wp = Kh Bm n f ν onde: Kh – constante que depende do material n - se situa na faixa de 1,5 ≤ n ≤ 2,5, dependendo do material empregado Quando a máquina está em carga, a distribuição espacial do campo magnético é significativamente alterada pela força magnetomotriz das correntes de carga, com isso as perdas reais no núcleo aumentam muito. Por exemplo, a força magnetomotriz provocada pelos componentes harmônicos causa perdas apreciáveis no ferro perto das superfícies do entreferro. O aumento total nas perdas no ferro é classificado como parte das perdas suplementares. As perdas por Histerese e correntes parasitas podem ser reduzidas pela diminuição da densidade de fluxo. Isto pode ser conseguido através de um melhor projeto do circuito magnético, ou ainda pelo uso de materiais magnéticos de melhor qualidade. 3.3.2 - Perdas no Cobre do Estator e do Rotor 3.3.2.1- Definição As perdas no cobre do estator são responsáveis por 25 a 50% das perdas totais do motor, enquanto as perdas no cobre do rotor são responsáveis por 15 a 25 % das perdas totais ELETROBRAS CEPEL[04]. As perdas no cobre ou resistivas I2R existem naturalmente em todos os enrolamentos da máquina. Por convenção, estas perdas são calculadas considerando a resistência do enrolamento medidas em corrente contínua a 75o C. Na realidade, estas perdas dependem das resistências efetivas dos enrolamentos sob condições de fluxo e freqüência de funcionamento. O incremento das perdas originário da diferença entre os valores das resistências em corrente contínua e seus valores efetivos é incluído nas perdas suplementares. Considerando as características determinadas a partir do circuito equivalente definido no Capítulo 2, as perdas resistivas nos enrolamentos do estator e do rotor podem ser equacionadas da seguinte forma: (3.3) Pce = 3I12R1 (3.4) Pcr = 3 I’22 R’2 onde: Pce – Perda resistiva no estator I1 – corrente por fase estatórica R1 – resistência por fase estatórica Pcr – Perda resistiva no rotor I’22– corrente por fase rotórica referida ao estator R’2 – resistência por fase rotórica referida ao estator 3.3.2.2- Cálculo da Corrente de Fase no Estator e no Rotor Conhecida a potência nominal (PMN) em cv do motor, a tensão de linha (V), o fator de potência [isto é, cosϕ] e o rendimento (µ), a corrente absorvida pelo motor da linha de alimentação é dada por: (3.5) IL = __0,736 PMN__ 31/2 V cosϕ µ A corrente de fase no estator (I1) depende do tipo de agrupamento das fases, isto é: se estas estão agrupadas em estrela I1 = IL, ou se estão agrupadas em triângulo I1 = _IL__ . 31/2 Para avaliar a corrente no rotor é necessário avaliar o número dos ampère- condutores no rotor NrI2, que não é igual ao do estator, NeI1, como nos transformadores. I – é a corrente que deve passar através do condutor em ampéres Uma vez determinada a seção dos condutores, é possível calcular a resistência de uma fase do estator ou rotor, conforme indicado a seguir: Para o estator e o rotor bobinado, o cálculo da resistência de uma fase é feito por meio da Equação 3.9. (3.9) Rf = _ρ_ ς Onde a constante ρ do cobre a 75o C é igual a 21.6 Ω x mm2. O comprimento do condutor por fase é calculado multiplicando-se o comprimento médio de um condutor pelo número de condutores por fase. 3.3.3 - Perdas Mecânicas ou Rotacionais Segundo a ELETROBRAS CEPEL[04] perdas mecânicas são responsáveis por 2 a 15% das perdas totais e ocorrem devido ao atrito nas escovas e nos mancais, de ventilação, e da potência necessária para circular o ar através da máquina e sistema de ventilação. Por isso, estas perdas dependem dos processos de lubrificação, dos sistemas de ventilação e da velocidade de rotação da máquina. As perdas por atrito e ventilação podem ser medidas pela determinação da potência de entrada com a máquina girando sem carga e sem excitação. Neste caso, entretanto, estaremos medindo a soma das perdas no núcleo com as perdas mecânicas. Como a segregação dessas duas perdas em vazio apresenta um grau elevado de dificuldade, estima-se valores para as perdas mecânicas, como uma função da potência nominal da máquina e da velocidade de rotação, de acordo com a Tabela 3.3. Tabela 3.3 – Perdas mecânicas como uma fração da potência nominal Quando o motor está operando com a carga nominal, normalmente, as perdas mecânicas são responsáveis pela menor parcela das perdas totais. As perdas por atrito podem ser diminuídas utilizando-se rolamento de baixas perdas e com uma melhor lubrificação. As perdas por ventilação podem ser reduzidas pela otimização do projeto do ventilador. Como o motor de alto rendimento produz menores perdas nos enrolamentos e no núcleo, é menor sua necessidade de ventilação. 3.3.4 - Perdas Suplementares As perdas suplementares são responsáveis por 5 a 20% das perdas totais ELETROBRAS CEPEL[04] e consistem das perdas que aparecem devido à distribuição não uniforme de corrente no cobre, o efeito de saturação e as imperfeições na densidade de campo magnético (devido às ranhuras do estator e do rotor). Estas imperfeições provocam perdas nos dentes das lâminas do estator e do rotor e ocasionam perdas ôhmicas nas barras das gaiolas, associadas aos harmônicos de corrente. As perdas que ocorrem nas paredes metálicas próximas ao campo magnético de dispersão produzido pelas cabeças das bobinas são também computadas nas perdas suplementares. Nailen[07] denomina as perdas suplementares de perdas por dispersão e afirmam que estas perdas têm uma natureza extremamente complexa e dependem de fatores construtivos como o formato do rotor e o número e a forma das fendas de Velocidade (rpm) 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 250 0,0018 0,0020 0,0021 0,0022 0,0023 0,0024 0,0025 0,0026 0,0027 0,0028 750 0,0022 0,0025 0,0027 0,0028 0,0030 0,0031 0,0033 0,0034 0,0035 0,0036 1000 0,0024 0,0029 0,0031 0,0034 0,0035 0,0036 0,0037 0,0038 0,3900 0,0040 1500 0,0032 0,0037 0,0040 0,0043 0,0045 0,0047 0,0049 0,0051 0,0053 0,0054 Potencial Nominal em kVA ventilação. Como é uma perda de difícil quantificação, a perda por dispersão é considerada como aquela porção da perda total que é “o restante” quando todas as outras perdas são medidas. Foram feitas aproximações na tentativa de simplificar a estimativa das perdas suplementares como, por exemplo, a norma européia IEC 34-2 que define a perda por dispersão com o valor de 0,5% de saída da carga total. Na Figura 3.3 a linha reta representa o valor fixado da perda por dispersão em 1,2% da potência total de saída, definido pela ANSI (American National Standars Institute) Standard C50.41-1982. A faixa entre as duas curvas mostra valores reais das perdas por dispersão para motores indução, revelando o quanto a consideração da norma se aproxima ou se afasta dos valores reais. Figura 3.3 – Perdas suplementares como um percentual da potência de saída Os elementos que mais afetam estas perdas são: o projeto do enrolamento do estator, a razão entre a largura do entreferro e a abertura das ranhuras e a razão entre o número de ranhuras do estator e do rotor. 0,50 1,00 1,50 200 500 1000 2000 5000 Potência Nominal ( hp) Pe rd as S up le m en ta re s % Curva 01 Curva 02 conseqüentemente deterioração da isolação contribuem ainda para a redução do rendimento da máquina por provocarem o aumento das perdas por correntes parasitas e fugas entre os enrolamentos. Para garantir um funcionamento adequado da máquina, o aquecimento de cada uma de suas partes deve ser mantido dentro de certos limites definidos por norma (IEC 34-18 Rotating Electrical Machines Part 18: Functional Evaluation of Insulation Systems). Uma questão fundamental na aplicação de máquinas elétricas é qual a máxima potência de saída que pode ser obtida. Isto depende de vários fatores pois a máquina precisa atender padrões de desempenho pré-definidos. A maior limitação está na isolação dos enrolamentos, pois os materiais isolantes conhecidos começam a deteriorar a uma temperatura relativamente baixa. Segundo Lobosco [19], todos os dielétricos são heterogêneos e variáveis [ou seja regiões de materiais aparentemente uniformes possuem diferentes resistências elétricas e, conseqüentemente, a corrente não se distribui de forma uniforme neste material]. Por isso, alguns pontos de menor resistência conduzirão maior corrente, aquecendo-se mais que as regiões de maior resistência, ocorrendo uma instabilidade térmica, que terminará por provocar uma ruptura nas regiões mais fracas do material. Segundo Fitzgerald [11], a deterioração da isolação é um fenômeno químico envolvendo uma oxidação lenta e um endurecimento( que a torna quebradiça), levando à perda de durabilidade mecânica e rigidez dielétrica. O aquecimento em um motor é um aspecto fundamental pois sua vida útil depende diretamente da vida útil de sua isolação que por sua vez depende da temperatura de operação da máquina. A equação 3.10 relaciona a vida útil de uma máquina e sua temperatura absoluta T, considerando A e B constantes que dependem do material empregado Fitzgerald [11]. (3.10) Vida = AεB/T A avaliação de materiais isolantes é uma análise do funcionamento baseada em ensaios de vida acelerados. A vida esperada normal e as condições de serviço variam amplamente para classes diferentes de equipamentos elétricos. Os procedimentos de ensaio dependem do tipo de equipamento e tentam geralmente simular as condições de serviço da máquina. Normalmente eles incluem os seguintes elementos: Choque térmico resultante de aquecimento até a temperatura de teste Aquecimento continuado até esta temperatura Choque térmico resultante de esfriamento até a temperatura ambiente ou at´r menos Vibração e esforço mecânico tal como pode ser encontrado em condições de serviço real Exposição à umidade Ensaio dielétrico para determinar a condição da isolação Deve ser ensaiado um número suficientemente grande de amostras, para que possam ser realizados estudos estatísticos na análise dos resultados. As relações vida-temperatura vinda desses ensaios, levam à classificação da isolação, ou do sistema de isolação, numa classe de temperatura apropriada. Cada material isolante possui uma temperatura característica, ou seja o limite superior de temperatura no qual determinado material isolante pode desempenhar satisfatoriamente sua função por um certo período. As normas brasileiras NBR 7094 [08] e 5383 [09] definem procedimentos de testes para avaliação da elevação de temperatura e resistência da isolação respectivamente. A NEMA ( National Electrical Manufactures Association) e IEC 34- 18, de acordo com os limites permissíveis de temperatura usados comercialmente, classifica os motores em diversas Classes. Os critérios de classificação são as experiências e os ensaios que demonstram ser o material capaz de funcionar à temperatura recomendada. Segundo estas normas, os materiais isolantes utilizados em máquinas elétricas podem ter as seguintes classificações: Classe Y – Abrange materiais fibrosos, à base de celulose ou seda, não impregnados, não imersos em líquidos isolantes, e materiais similares, com temperatura característica de 90o C Classe A – Abrange materiais fibrosos, à base de celulose ou seda, impregnados com líquidos isolantes, e outros materiais similares, com temperatura característica de 105o C Classe E – Abrange algumas fibras orgânicas sintéticas e outros materiais similares, com temperatura característica de 120o C Classe B – Abrange materiais à base de poliéster e poli-imídicos aglutinados com materiais orgânicos ou impregnados com este, com temperatura característica de 130o C Classe F – Abrange materiais à base de mica, amianto e fibra de vidro aglutinados com materiais sintéticos, usualmente silicones, poliésteres ou epóxi, com temperatura característica de 155o C Classe H – Abrange materiais à base de mica, asbestos ou fibra de vidro aglutinados tipicamente com silicones de alta estabilidade térmica, com temperatura característica de 180o C CAPÍTULO 4 Rendimento Este capítulo define o significado do rendimento em um motor de indução trifásico, apresentando os principais fatores que podem influenciar no desempenho do motor, destacando os níveis de rendimento aceitáveis definidos pela norma brasileira NBR 7094 para motores da linha padrão e de alto rendimento e os principais parâmetros a serem considerados na avaliação da viabilidade econômica para projetos de retrofit em motores. 4.1- Definição O rendimento dos motores de indução é semelhante ao de qualquer dispositivo de transformação de energia, ou seja, é a relação entre a potência de saída e a potência de entrada. No caso dos motores, é a relação entre a potência mecânica de saída entregue à carga pelo eixo do motor e a potência elétrica ativa de entrada, consumida da rede elétrica. Sua equação pode ser escrita como (4.1) η = PM x 100_ Pe onde η- rendimento do motor de indução trifásico(%) PM – Potência mecânica de saída em kW Pe – Potência elétrica de entrada kW ou ainda (4.2) η = (Pe – Perdas) x 100_ Pe As máquinas rotativas normalmente funcionam eficientemente, ou seja apresentam a capacidade de transformar energia elétrica em mecânica ou vice versa com baixas perdas de energia, exceto quando estão com pouca carga. De acordo com Fitzgerald [11], o rendimento de motores elétricos da linha padrão, em carga nominal, está na vizinhança de 74% para motores até 1cv, 89% para 50 cv, 93% para 500 cv e 97% para 5.000 cv. O rendimento de motores de baixa velocidade é usualmente menor que o de motores de alta velocidade, numa faixa que varia de 3 a 4%. 4.2- Fluxo de Potência A Figura 4.1 apresenta o fluxo de potência em um motor de indução trifásico, desprezando as perdas suplementares. A potência elétrica fornecida pela rede é dissipada no estator sob a forma de perda no ferro e no cobre. A potência transferida através do entreferro é transformada em potência mecânica, responsável pela rotação do rotor e, o restante é consumido no rotor sob a forma de perda no cobre. Parte da potência mecânica responsável pela rotação do rotor é transformada em potência mecânica de saída útil, oferecida pelo eixo do rotor à carga e, o restante é dissipado sob a forma de perda rotacional (perdas por atrito, ventilação e no núcleo do rotor). Figura 4.1 – Diagrama de fluxo de potência em um motor de indução trifásico Considerando o circuito equivalente do motor descrito na Figura 2.8 é possível equacionar as potências transferidas através do motor e suas perdas como mostra a Figura 4.2 abaixo. Figura 4.2 – Equações das potências em um motor de indução trifásico onde: Pe – potência elétrica ativa trifásica V1 – tensão de linha no terminal do motor I1 – corrente de fase no estator Perda no Núcleo do Estator Perda no Cobre do Estator Potência Elétrica de Entrada Perda no Cobre do Rotor Potência Transferida Através do Entreferro Potência Mecânica Desenvolvida Perdas Rotacionais Potência Mecânica de Saída Prot PM = Pmi - Prot = MtWm Pne Pg = 3I'2 2R'2 / s = Mi Ws Pce = 3I12R1 Pcr = 3I'2 2R'2 = sPg Pmi = Pg(1-s) = MiWm Pe = 3V1I1cosQ1 (4.6) η = ____Po x 100___ PM + Pv + 3 R’eI12 Dividindo-se por PM (4.7) η = ____1 x 100___ 1 + Pv + 3 r’eI12 Po PM Na Equação 4.7 observa-se que o rendimento varia em função da potência mecânica útil de saída no eixo. Assim sendo, é possível traçar uma curva que representa a variação do rendimento do motor em função da variação da potência mecânica de saída no eixo do rotor, ou ainda em função do carregamento do motor. A curva de rendimento adquire a forma da Figura 4.3. Figura 4.3 – Comportamento do rendimento em função da carga Os motores que encontram-se superdimensionados para as cargas que acionam, apresentam uma boa oportunidade de economia de energia. A instalação de motores com potência nominal menor, mais adequada à carga acionada (repotenciação), permite seu funcionamento em um ponto de operação de melhor carregamento e, conseqüentemente, melhor rendimento. Se o novo motor além de apresentar menor potência nominal for de alto rendimento a economia de energia obtida com a troca será ainda maior. 4.3.2 – Fator de Potência A operação de sistemas elétricos com baixo fator de potência causa uma maior solicitação de corrente da rede e conseqüente maior aquecimento dos cabos, diminuição da eficiência do sistema, produção de maior queda de tensão, aumento das perdas do motor devido ao aumento da temperatura de operação, sobrecarga no sistema, causando diminuição da vida útil da instalação. Somente a parcela ativa da potência elétrica total fornecida pela rede ao motor é, depois de retiradas as perdas internas, transformada em potência mecânica útil oferecida pelo eixo à carga. Como a potência ativa é diretamente proporcional ao fator de potência cosθ, Equação 4.8, quanto mais próximo da unidade estiver o fator de potência do motor maior será a potência ativa em relação à potência aparente total fornecida pela rede e, conseqüentemente, maior será a potência mecânica útil fornecida pelo eixo à carga. (4.8) Pe = 3V1I1cosθ1 Um motor de indução em plena carga pode apresentar fator de potência na faixa de 80 a 90%. Em geral, a medida em que a carga diminui em relação à potência nominal do motor, o seu fator de potência também decai. Os motores de indução, portanto, devem atuar o mais próximo possível da sua potência nominal, melhorando a influência do fator de potência na eficiência energética do sistema. 4.3.3- A Qualidade da Energia Fornecida Pela Rede Elétrica A operação eficiente dos motores de indução trifásicos depende também da qualidade da rede elétrica de alimentação. O ideal é que a rede esteja equilibrada e com suas tensões apresentando amplitude e freqüências constantes. O termo rede equilibrada significa que as tensões das três fases apresentam mesma amplitude e estão deslocadas entre si de 120o. Naturalmente, os valores nominais da tensão e da freqüência do motor devem ser iguais aos da rede elétrica que o alimenta. A inexistência destas condições, em geral reduz a eficiência e a vida útil dos motores. As principais distorções que ocorrem nas redes trifásicas são desequilíbrio da rede com as tensões apresentando amplitudes e/ou defasagens, alterações da amplitude da tensão, existência de forte conteúdo de harmônicos alterando o comportamento senoidal da tensão. Estas distorções serão mais detalhadas nos subitens a seguir. 4.3.3.1- Desequilíbrio da Rede A principal causa de desequilíbrio de um sistema trifásico, é a ligação desproporcional de cargas monofásicas, tais como sistemas de iluminação e motores monofásicos nas suas três fases. A utilização de cabos com bitolas diferentes na formação de uma rede trifásica também é causa de desequilíbrio. Isto pode ocorrer em pequenas instalações onde se transformou uma rede monofásica em trifásica. O desequilíbrio das tensões provoca vários problemas tais como desperdício de energia devido à existência de maiores perdas provocadas por altas correntes desequilibradas (redução da eficiência) e elevação da temperatura acima dos limites aceitáveis pelo motor. banco de capacitores que elevem a tensão ao mesmo tempo em que corrigem o fator de potência e redimensionamento dos cabos de alimentação. Por outro lado, uma tensão acima da nominal acarreta redução do fator de potência e aumento da corrente de partida. Como o torque dos motores de indução trifásicos é proporcional ao quadrado da tensão, motores alimentados com tensão abaixo do valor nominal apresentam dificuldades para partir ou acionar cargas de alta inércia. Por exemplo, se a tensão de alimentação for 80% do valor nominal, o torque de partida disponível é somente cerca de 64% do seu valor nominal. O nível de tensão da rede deve ser regularmente monitorado e registrado, preferencialmente durante um ciclo completo de operação. O aparecimento repetido de alterações da tensão certamente ajuda a identificar as causas destas variações. De acordo com o Manual Operacional de Motores Elétricos do CEPEL ELETROBRÁS [26], estudos realizados pelo PROCEL/CEMIG/EFEI para a “Avaliação do Desempenho dos Motores Elétricos Trifásicos” conduziram às seguintes conclusões, quanto à operação do motor com tensão acima ou abaixo da nominal: • “Na operação do motor em plena carga, a variação de tensão em apenas 10% (acima e abaixo) normalmente resulta em queda do rendimento”; • “Na operação com tensão e carregamento inferiores ao nominal, o rendimento, na maioria dos motores, eleva-se e a corrente de alimentação é inferior ao valor obtido para o motor operando em plena carga”; • “Na operação com tensão superior e carregamento inferior ao nominal, ocorre o contrário, havendo queda acentuado do rendimento e elevação da corrente”. Tabela 4.1 – Motor de 7,5cv, operando à plena carga com tensão de alimentação variável A Figura 4.5 obtida no Manual Operacional de Motores Elétricos do CEPEL ELETROBRÁS [26] mostra o efeito da variação de amplitude da tensão no rendimento, no fator de potência, na corrente e na velocidade de um motor de indução trifásico operando com carga constante e inferior ao seu valor nominal. Observa-se que o fator de potência é a grandeza mais afetada. Embora, nesta figura a velocidade (rpm) aparente permanecer praticamente inalterada, na realidade o que interessa é o escorregamento que pode variar de alguns pontos percentuais. Figura 4.5 – Efeito do desequilíbrio da tensão de alimentação em um motor de indução trifásico Os motores de alto rendimento apresentam a vantagem adicional de serem menos sensíveis à variação da amplitude da tensão, devido a melhores projetos e materiais de construção. Tensão de Alimentação Rendimento Fator de Potência Corrente Solicitada ( % ) ( % ) ( A ) 90 82,93 0,877 22,45 100 83,50 0,822 21,09 110 79,82 0,755 21,78 4.3.3.3- Harmônicos Em uma rede elétrica ideal, a tensão de alimentação deveria ter um comportamento senoidal. Esta tensão deveria variar segundo uma senóide “pura”, possuindo apenas a freqüência nominal, conforme mostrado na Figura 4.6. Figura 4.6 – Variação senoidal da tensão de um sistema trifásico equilibrado Entre as diversas formas de acionamento existentes para um motor elétrico ocorre um emprego, cada vez maior, de inversores eletrônicos. A utilização de tais inversores causa distorções da forma de onda da tensão e/ou corrente. Elas passam a apresentar um comportamento diferente de uma senóide pura, contendo uma série de harmônicos. A Figura 4.7 mostra a deformação sofrida por uma onda de tensão devido à contribuição de harmônicos. cargas constantes. Outra solução é se especificar um motor com potência de 5 a 10% acima da solicitação da carga. Os motores de alto rendimento suportam mais facilmente os efeitos prejudiciais dos harmônicos por apresentarem uma maior margem térmica e menores perdas. No entanto, deve-se tomar cuidado quando o motor gira a velocidades muito baixas. Nestas condições a combinação do aumento das perdas provocadas pelos harmônicos com a baixa ventilação, devido à redução da velocidade, obriga os motores terem a sua potência disponível no eixo limitada, até mesmo para os de alto rendimento. Muitos dos componentes harmônicos podem ser minimizados com a instalação de filtros. Os filtros passivos apresentam um custo correspondente a uma parcela reduzida do valor do dispositivo de acionamento controladores de velocidade. 4.3.4- Manutenção O motor de Indução trifásico é uma máquina robusta e, quando corretamente especificado para execução de um serviço, operando sob condições elétricas, mecânicas e ambientais adequadas, apresentará uma operação sem problema durante a maior parte de sua vida útil com bom rendimento, somente se as suas exigências de limpeza e manutenção forem regularmente feitas. Quando um motor sofre reparo, dependendo da maneira como é feito o reparo, suas características elétricas, magnéticas ou mecânicas de projeto podem ser alteradas, aumentando suas perdas. Um reparo mau executado, ou seja aquele que altera as características elétricas e mecânicas de projeto do motor, pode afetar as perdas existentes em um motor, descritas no Capítulo 3, de diversas formas. 4.3.4.1- Perdas Resistivas Se o fio correto não é usado no enrolamento, mas sim outro de diâmetro inferior, as perdas resistivas aumentarão. O bobinador pode também alterar a quantidade de espiras, devido a uma contagem incorreta do número original. A redução do número de espiras pode ser muito cara para o usuário do motor, seja pela redução da eficiência, ou pelo aumento do custo operacional, ou na diminuição da confiabilidade de operação do motor. Esta redução do número de espiras aumenta a densidade do campo magnético aumentando as perdas nos núcleos. Ela altera o valor do carregamento onde ocorre o máximo de eficiência e reduz o próprio valor da eficiência ELETROBRÁS CEPEL[26]. Por outro lado, uma redução do número de espiras diminuiria a corrente de partida, diminuindo o torque de partida da máquina. Na maioria dos motores o rendimento máximo ocorre a partir de 75% da sua plena carga e, a maioria deles trabalha com cargas menores que a nominal. A redução do número de espiras move o ponto onde ocorre o rendimento máximo em direção às maiores cargas, reduzindo ainda mais a eficiência da maioria dos motores que trabalham bem abaixo do seu carregamento nominal. A redução do número de espiras afeta outras características operacionais do motor como, por exemplo, a sua corrente de partida. Uma redução de 10% do número de espiras aumenta em 23% a corrente de partida, o que pode causar problemas na rede ou na proteção do motor ELETROBRÁS CEPEL[26]. Por outro lado, um aumento do número de espiras diminuiria a corrente de partida, diminuindo o torque de partida da máquina. O fator de potência também é afetado pela diminuição do número de espiras. Como esta redução aumenta a densidade de campo magnético, isto implicará em uma maior solicitação de potência reativa da rede por parte do motor que, conseqüentemente, apresentará um fator de potência mais baixo. A redução do número de espiras pode até reduzir as perdas resistivas no estator e no rotor, mas o aumento das perdas devido ao maior valor da densidade de fluxo pode compensar ou mesmo suplantar esta redução. 4.3.4.2- Perdas Suplementares Avarias nos pacotes magnéticos do estator e/ou rotor, na carcaça, ou ainda nas tampas laterais que afetem a simetria do entreferro podem aumentar as perdas suplementares, já que estas perdas, de acordo com o Capítulo 3, aparecem devido à distribuição não uniforme de corrente no cobre, o efeito de saturação e as imperfeições na densidade de campo magnético (devido às ranhuras do estator e do rotor). 4.3.4.3- Perdas Mecânicas As perdas podem aumentar com a elevação do aquecimento da máquina devido a rolamentos substituídos por outros não originais, a utilização de graxa não recomendada pelo fabricante, escassez de graxa ou por montagem inadequada. 4.3.4.4- Perdas nos Núcleos Dependendo do carregamento da máquina, as perdas nos núcleos podem ser responsáveis por uma significativa contribuição em relação às perdas totais dos motores. Quando o motor está em plena carga, estas perdas podem corresponder a aproximadamente a 25% das perdas totais, aumentando sua participação à medida que diminui o carregamento do motor, devido ao aumento das perdas Tabela 4.2 – Menores valores de rendimento nominal a plena carga para motores de alto rendimento definidos pela NBR 7094 Este rendimento nominal, na condição de plena carga, deve ser marcado na placa de identificação, expresso em percentagem com três dígitos. O rendimento mínimo do motor não deve ser inferior ao valor obtido, aplicando- se ao rendimento nominal a tolerância de 0,2 (1 - rendimento) para valores de rendimento maiores ou iguais a 0,851 e 0,15 (1 – rendimento) para valores de rendimento menores que 0,851 NBR 7094 [08]. Os motores de alto rendimento têm os seus projetos modificados, em relação aos motores da linha padrão, objetivando a diminuição de sua perda global. kW cv 3600 1800 1200 900 0,75 1,0 80,0 75,5 72,0 1,1 1,5 78,5 81,5 82,6 75,5 1,5 2,0 81,5 82,5 82,5 82,5 2,2 3,0 82,5 84,0 84,0 81,5 3,7 5,0 85,5 85,5 85,5 84,0 5,5 7,5 85,5 87,5 87,5 85,5 7,5 10,0 87,5 87,5 87,5 87,5 11,0 15,0 87,5 88,5 89,5 88,5 15,0 20,0 88,5 90,2 89,5 89,5 18,5 25,0 89,5 91,0 90,2 89,5 22,0 30,0 89,5 91,0 91,0 90,2 30,0 40,0 90,2 91,7 91,7 90,2 37,0 50,0 90,2 92,4 91,7 91,0 45,0 60,0 91,7 93,0 91,7 91,7 55,0 75,0 92,4 93,0 93,0 93,0 75,0 100,0 93,0 93,6 93,0 93,0 90,0 125,0 93,0 93,6 93,0 93,6 110,0 150,0 93,0 94,1 94,1 93,6 150,0 200,0 94,1 94,5 94,1 94,1 Potência Nominal Velocidade Síncrona rpm Rendimento Nominal A Tabela 4.3, ELETROBRAS, CEPEL[04], mostra que em um motor de alta eficiência além de ocorrer uma redução das perdas totais, a participação percentual de cada perda também é modificada. Enquanto o percentual das perdas resistivas no estator do motor da linha standard é de 33,7% no motor de alta eficiência a participação percentual destas perdas alcançam 38,9%. No entanto, em termos absolutos, houve uma redução de 0,408 kW nas perdas resistivas. É interessante observar que as perdas resistivas no rotor aumentaram de 0,646 para 0,668 kW. Porém, o importante é que as perdas totais foram reduzidas. Tabela 4.3 – Distribuição típica das perdas para motores de 50HP, 4 pólos da linha padrão e de alto rendimento Enquanto a maior redução ocorreu nas perdas suplementares, o decréscimo das perdas mecânicas foi mínimo. Considerando o motor citado na Tabela 4.3, vale salientar que as perdas totais do motor de alta eficiência correspondem a somente 60% das perdas totais do motor da linha padrão. No entanto, esta substancial redução das perdas, provoca um aumento do rendimento do motor de alta eficiência de somente 4,28% em relação ao da linha padrão. Esta observação reflete a dificuldade em se aumentar a eficiência dos motores, tornando-se ainda mais difícil quando se considera motores de maiores potências. Redução de Perdas kW % kW % Perda(kW) Nos Núcleos 0,725 18,5 0,18 7,7 0,545 Mecânicas 0,373 9,5 0,281 12 0,092 Resistivas no estator 1,319 33,7 0,911 38,9 0,408 Resistivas no rotor 0,646 16,5 0,668 28,6 -0,022 Suplementares 0,852 21,8 0,299 12,8 0,553 TOTAL 3,915 100 2,339 100 1,576 Motor linha Padrão Motor Alto Rendimento 4.5- Projetos de Retrofit de Motores Após a realização de diagnósticos energéticos na indústria, uma das oportunidades de economia de energia elétrica freqüentemente encontradas por projetos de eficiência energética é fazer o retrofit dos motores existentes. O retrofit dos motores, como foi definido no Capítulo 1, consiste na troca dos motores elétricos da linha padrão que encontram-se em funcionamento nas indústrias por motores novos de alto rendimento. A viabilidade econômica destes projetos depende diretamente de fatores como o regime de funcionamento do motor, da tarifa de energia elétrica utilizada pelo consumidor, da adequação do motor à carga acionada e, principalmente, da economia de energia obtida com a troca. Esta economia de energia depende da diferença de rendimento entre os motores da linha padrão e de alto rendimento, Equações 4.10 e 4.11 PROCEL ELETROBRÀS[04] . (4.10) EE = 0,736 x P x C x H x (100 - 100) ηP ηAr Onde, EE – energia elétrica economizada em MWh por ano P – potência nominal do motor em cv C – percentual de carregamento do motor H – número de horas de trabalho do motor em um ano ηP – rendimento do motor da linha padrão existente na indústria ηAr – rendimento do motor da linha de alto rendimento A diferença média entre os valores de rendimento da linha padrão ou convencional [standard] e a de alto rendimento [eficiência aumentada] é de dois pontos percentuais. Esta diferença, dependendo do regime de funcionamento do motor, (4.13) CME = ∑Cp + ∑Cfp n É possível, então calcular o custo específico do consumo de energia elétrica (CEE) em R$/MWh através da Equação 4.14 PROCEL ELETROBRÀS[04]. (4.14) CEE = __CME _ EM Para o cálculo do custo específico da demanda de energia (CED) em R$/kW é aplicado um raciocínio análogo utilizando as Equações 4.15,4.16 e 4.17 PROCEL ELETROBRÀS[04]. (4.15) DM = ∑Dp + ∑Dfp n (4.16) CMD = ∑CDp + ∑CDfp n (4.17) CED = __CMD _ DM O tempo de retorno simples (TRIs) do investimento (I) pode ser calculado em anos na Equação 4.18 PROCEL ELETROBRÀS[04]. (4.18) TRIs = I _ ( EE x CEE + DR x CED) Considerando a aplicação de uma taxa de juros anual (i) o tempo de retorno do investimento será calculado a partir da Equação 4.19 PROCEL ELETROBRÀS[04]. (4.19) TRI = log [ (EE x CEE + DR x CED) ] (( EE x CEE + DR x CED) – i x I) . log(1+i) O tempo de retorno considerado viável para investimentos em projetos de retrofit de motores depende do ponto de vista do investidor, consumidor industrial. Normalmente são considerados viáveis trocas de motores com tempo de retorno menor ou igual a cinco anos. Para projetos de retrofit de motores financiados pelos programas anuais de conservação de energia das concessionárias, a ANEEL (Agência Nacional de Energia Elétrica) considera viáveis economicamente somente os projetos de eficiência energética cuja relação custo benefício (RCB) é menor que 0,85, Equação 4.20 ANEEL [24]. (4.20) RCB = __Ianualizado _ Benefício O investimento anualizado (Ianualiazado) depende da vida útil do motor, da taxa de juros anual e dos custos do equipamento, dos serviços e, no caso de redução da potência nominal do motor, da adaptação da instalação existente. Já o benefício depende da demanda de energia retirada da ponta, da redução do consumo de energia nos períodos de ponta e fora de ponta e dos custos de demanda e energia evitados. A demanda de energia retirada na ponta e a redução do consumo de energia dependem da diferença de rendimento entre o motor que está em campo e o motor de alto rendimento. Para avaliar o rendimento do motor que está em campo, é necessário aplicar metodologias adequadas às condições de campo com o máximo de exatidão possível Capítulo 5. Os custos de demanda e energia evitados são específicos para a realidade de cada concessionária de energia, pois são referentes aos investimentos que seriam necessários para a expansão da rede elétrica e variam com a tensão de alimentação e o fator de carga do consumidor. Quando em diagnóstico energético é constatado que o motor encontra-se super dimensionado para a carga acionada, o tempo de retorno do investimento cai já que é possível substituí-lo por um motor de alto rendimento com menor potência nominal e, conseqüentemente, menor custo. Motores que permanecem ligados por mais tempo oferecem tempo de retorno menor . As tarifas de energia elétricas aplicadas nos consumidores industriais são baixas, por estes consumidores serem atendidos com níveis de tensão elevados: 230, 138, 69 e 13,8 kV, o que tem dificultado a viabilização econômica de projetos de eficiência energética na indústria. Estatístico, do Circuito Equivalente, das Perdas Segregadas, do Torque no Entreferro e do Torque no Eixo. A combinação de diferentes métodos, se aplicada apropriadamente para um determinado grupo alvo de motores, pode melhorar significativamente a exatidão e a intrusão na avaliação de rendimento em motores de indução Hsu [05]. 5.2- Métodos Clássicos de Avaliação de Rendimento Os métodos clássicos para avaliação de rendimento em motores de indução, amplamente encontrados na literatura, Kosow[10], Fitzgerald[11], Toro[12], Sen[17] consistem no método método do circuito equivalente e no método do torque no eixo. 5.2.1 – Método do Torque no Eixo O método de avaliação de rendimento mais direto é o método do torque no eixo que consiste na medição da potência mecânica de saída diretamente do eixo do motor, por meio da medição do torque de saída e da velocidade, sem nenhuma necessidade de calcular suas perdas Hsu [05]. A partir daí calcula-se o rendimento utilizando-se a Equação 4.1. A velocidade mecânica no eixo da máquina é medida através de um tacômetro e o torque de saída é medido através de um torquímetro. Para medir a velocidade, através de um tacômetro óptico, o motor deve ser parado e em seu eixo colada um pedaço de fita adesiva, que servirá como referencial para o tacômetro . Para medição do torque, o acoplamento existente deve ser retirado e substituído por um acoplamento especial, que permita que o sinal de torque seja obtido diretamente de um anel de escorregamento. Tecnologias a laser e telemedição podem ser usadas para obter as medições diretamente do anel de escorregamento reduzindo os ruídos do sinal. Este método clássico é o mais exato pois a potência mecânica de saída entregue à carga é calculada diretamente pela Equação 5.15. O grau de exatidão deste método vai depender da qualidade dos sensores de torque e velocidade, do ruído do sinal e do alinhamento do eixo do motor com sua carga. Devido à necessidade de parada do motor e mudança do acoplamento, este método é altamente intrusivo não sendo adequado para medição de rendimento em campo, a não ser em condições especiais como em paradas programadas para manutenção preventiva. 5.2.2 – Método do Circuito Equivalente O método considerado mais exato Hsu[05] e mais direto para avaliação de rendimento em motores de indução é o método que utiliza a medição do torque de saída no eixo do motor entregue à carga. Ainda que o método do circuito equivalente necessite da medição da velocidade mecânica de saída (Wm), na ausência de equipamentos e das condições necessárias para a medição do torque de saída no eixo, é possível, a partir dos parâmetros do circuito equivalente do motor, como está demonstrado no Capítulo 2, obter o torque eletromagnético desenvolvido (Mi) Equação 2.29 . Como descrito no diagrama de fluxo de potência do motor, Figura 4.1, a potência mecânica de saída (PM) é a diferença entre a potência mecânica desenvolvida (Pmi) e as perdas rotacionais (Prot) Equação 2.30. A potência mecânica desenvolvida é calculada com o torque eletromagnético interno desenvolvido (Mi) e a velocidade mecânica em radianos por segundo (Wm) medida, Equação 2.25. Através dos ensaios a vazio e rotor bloqueado, além da medição da resistência dc na armadura do estator, descritos no Capítulo 2, é possível calcular as perdas rotacionais (Prot) através da Equação 5.1. (5.1) Prot = Peca - Reql x Ilca2 Onde: Peca – Potência elétrica de entrada medida no ensaio de circuito aberto Reql – Resistência total equivalente entre linhas do motor de indução Ilca – Corrente de linha no ensaio de circuito aberto No ensaio a vazio, como foi apresentado no Capítulo 2, o motor de indução é ligado a uma linha que o alimento na sua tensão nominal e é posto a girar sem carga acoplada ao seu eixo. Sob estas condições, a potência de entrada no estator de um motor de indução representa as perdas rotacionais (perdas no núcleo e mecânicas), ocorrendo uma pequena perda não desprezível no cobre do rotor e do estator. Já na condição do ensaio com rotor bloqueado, também descrito no Capítulo 2, as perdas no núcleo (ferro) são desprezíveis e não há perdas mecânicas já que o motor encontra-se parado. A potência total solicitada pelo motor representa as perdas elétricas no cobre do estator e do rotor a plena carga (Pcer). Conhecendo-se a potência mecânica de saída (PM) e a potência elétrica de entrada (Pe) descrita na Figura 4.2, calcula-se o rendimento através da Equação 4.1. 5.3- Normas Técnicas As principais normas internacionais relativas ao rendimento em motores de indução monofásicos, Japonese Eletrotechnical Commitee (JEC 37), Iternational Electrotechnical Commission (IEC 34-2) e a National Electrical Manufacturers