Engenharia Electrotécnica e de Computadores · motor, axial flux permanent magnet brushless AC motor and permanent magnet cylindrical brushless AC ... 2 Motores utilizados em veículos

Universidade Técnica de Lisboa - Instituto Superior Técnico

Concepção e caracterização de um motor de indução para

integração num veículo eléctrico comercial

Nuno Alexandre Barbas de Gomes Grilo

Dissertação para obtenção de Grau de Mestre em

Engenharia Electrotécnica e de Computadores

Júri

Presidente: Prof. Paulo José da Costa Branco (IST)

Orientadores: Prof. Duarte Mesquita e Sousa (IST)

Vogal: Prof. Elmano Fonseca Margato (ISEL)

Outubro 2010

ii

Agradecimentos

Quero aqui agradecer a todos aqueles que contribuíram para o desenvolvimento desta tese.

Agradeço ao Professor Duarte Mesquita e Sousa (meu orientador) pela sua disponibilidade e paciência,

pela confiança transmitida nas etapas mais difíceis desta tese e pelos importantes ensinamentos que

tornaram possível a elaboração desta tese. Agradeço também pela sua boa disposição, que contribuiu

para discussões sempre muito motivadoras.

Agradeço a todos os meus amigos por todos os bons momentos que passámos juntos e que foram

essenciais durante esta fase.

Agradeço aos meus pais pelo apoio, paciência e carinho que foram essenciais para a elaboração desta

tese. Agradeço por toda a confiança que me transmitiram ao longo de toda a vida, sem a qual teria sido

impossível alcançar mais este objectivo.

Agradeço à Teresa por todo o amor e confiança, e por estar sempre presente. Obrigado por acreditares

sempre em mim.

Nuno Grilo

iii

Resumo

Actualmente, os veículos eléctricos são vistos como sendo o futuro da indústria automóvel, apesar

de ainda pouco comercializados. Existem já vários tipos de motores eléctricos concebidos para

integração nestes veículos, sendo que os motores AC são os preferencialmente utilizados nos dias de

hoje. No grupo dos motores eléctricos AC, os motores de indução e os motores de ímanes permanentes

são aqueles que têm sido alvo de maior atenção na actualidade. Assim sendo, nesta tese é efectuada

uma abordagem ao dimensionamento e simulação destes tipos de motores eléctricos visando uma

futura integração num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (Fiat Elletra

Seicento).

Tendo em vista o dimensionamento de motores eléctricos alternativos para futura integração em

veículos eléctricos, foi desenvolvida uma ferramenta computacional básica em software Matlab. Esta

ferramenta permite efectuar o dimensionamento de três tipos de motores (motor de indução, motor AC

de ímanes permanentes de fluxo axial e motor cilíndrico AC de ímanes permanentes) tendo por base as

características impostas pelo utilizador.

Após dimensionados os três motores com o recurso à ferramenta anteriormente referida, efectuou-

se a simulação no software de elementos finitos FEMM do motor de indução e do motor cilíndrico AC de

ímanes permanentes (com diferentes configurações dos ímanes). Estas simulações tiveram como

principal objectivo o estudo da distribuição de campo nos motores nas condições de funcionamento

impostas (50Hz de frequência e 60A de corrente).

Após concluído o processo de dimensionamento e de simulação dos vários motores, é possível

concluir que aquele que reúne as melhores condições para aplicação em veículos eléctricos comerciais é

o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, devido ao seu elevado binário, elevado rendimento e

possibilidade de acoplamento directo às rodas do veículo.

Palavras-chave: Veículos eléctricos; motor de indução; motor AC de ímanes permanentes;

dimensionamento; simulação; ferramenta computacional.

iv

Abstract

Nowadays, electric vehicles are regarded as the future for a sustainable automobile industry. There

are several electric motors designed for future integration in these vehicles, being the AC motors the

most widely used nowadays. Among the AC motors group, the induction motors and the permanent

magnet motors are the ones that have been given more attention. As a result, this thesis aims at

performing the design and simulation of these motors, in order to allow their future integration in a

commercial electric vehicle (FIAT Elletra Seicento).

In order to perform the design of alternative electric motors, a basic computational tool was built

using the Matlab software. This tool allows performing the design of three alternative motors (induction

motor, axial flux permanent magnet brushless AC motor and permanent magnet cylindrical brushless AC

motor), taking into account the inputs imposed by the user.

After designing the motors, the simulation using the FEMM software was performed for two of the

three motors which were previously designed: induction motor and permanent magnet cylindrical

brushless AC motor. These simulations aimed at studying the distribution of the magnetic field lines

across the motors for the working conditions imposed (nominal frequency of 50Hz and nominal current

of 60A).

After concluding the design and simulation process, it is possible to conclude that the axial flux

permanent magnet brushless AC motor is the most attractive one for future application in electric

vehicles, as it is characterised by a high torque, high efficiency and can be coupled to the rear wheels of

the vehicles.

Keywords: Electric vehicles; induction motor; permanent magnets AC motor; design; simulation;

computational tool.

v

Índice geral

1 Introdução ....................................................................................................................................... 1

1.1 Âmbito da tese ...............................................................................................................1

1.2 Estrutura da tese .............................................................................................................1

2 Motores utilizados em veículos eléctricos – revisão bibliográfica ..................................................... 3

2.1 Motores de corrente contínua (DC) ...................................................................................3

2.1.1 Motor DC de ímanes permanentes (sem escovas) ........................................................... 3

2.1.2 Motor DC convencional (com escovas) ............................................................................ 5

2.2 Motores de corrente alternada (AC) ..................................................................................5

2.2.1 Motor de indução ........................................................................................................... 5

2.2.2 Motor AC de ímanes permanentes (sem escovas) ........................................................... 6

2.2.3 Motor de relutância comutada........................................................................................ 7

2.3 Comparação entre motores .............................................................................................7

2.4 Localizações possíveis para colocação dos motores em veículos eléctricos ...........................9

2.4.1 Motores ligados a uma caixa de velocidades, embraiagem e/ou eixo diferencial .......... 10

2.4.2 Motores directamente acoplados às rodas dos veículos ................................................ 11

2.5 Motivação para o estudo de motores para aplicação em veículos eléctricos .......................13

3 Objectivo ....................................................................................................................................... 15

4 Dimensionamento e simulação de um motor de indução ............................................................... 17

4.1 Dimensionamento dos parâmetros do motor de indução ..................................................17

4.1.1 Dados de entrada e de saída ......................................................................................... 17

4.1.2 Dimensionamento do estator do motor de indução ...................................................... 19

4.1.3 Dimensionamento do rotor do motor de indução ......................................................... 26

4.1.4 Dimensionamento da reactância de magnetização ....................................................... 32

4.1.5 Cálculo das potências e binários .................................................................................... 33

4.1.6 Resultados do dimensionamento .................................................................................. 35

4.2 Simulação do motor de indução usando o software FEMM ...............................................35

5 Dimensionamento de motores AC de ímanes permanentes ........................................................... 41

5.1 Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por

dois estatores ...........................................................................................................................41


5.1.2 Método de dimensionamento ....................................................................................... 43


5.2 Dimensionamento de um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes ..............................53


5.2.2 Método de dimensionamento ....................................................................................... 55

vi


6 Simulação de motores de ímanes permanentes a aplicar no eixo de duas rodas ............................ 61

6.1 Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores .....................................61

6.2 Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior do rotor.......65

7 Conclusões e desenvolvimentos futuros ........................................................................................ 69

7.1 Conclusões ...................................................................................................................69

7.2 Desenvolvimentos futuros .............................................................................................71

8 Bibliografia ..................................................................................................................................... 73

Anexo A. Manual de utilização da ferramenta desenvolvida para o dimensionamento de motores

eléctricos a aplicar em veículos eléctricos ............................................................................................... 77

Anexo B. Manual de utilização dos ficheiros construídos para simulação de motores eléctricos a

aplicar em veículos eléctricos ................................................................................................................. 83

vii

Índice de figuras

Figura 2.1. Potência de tracção versus relação de velocidades (Ehsani et al., 2003). ................................. 4

Figura 2.2. Perfis de eficiência para um motor híbrido de ímanes permanentes (Ehsani et al., 2003)........ 4

Figura 2.3. Sistema de accionamento de um motor de relutância comutada (Ehsani et al., 2003)............. 7

Figura 2.4. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras por intermédio de uma

caixa de velocidades (Xue et al., 2008).................................................................................................... 10

Figura 2.5. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras sem recorrer à utilização

de uma caixa de velocidades (Xue et al., 2008). ...................................................................................... 11

Figura 2.6. Configuração na qual a ligação do motor a cada uma das rodas traseiras é efectuada através

de um sistema de engrenagens (Xue et al., 2008). .................................................................................. 11

Figura 2.7. Configuração na qual se estabelece a ligação de um motor a cada uma das rodas traseiras do

veículo por intermédio de engrenagens (Xue et al., 2008). ..................................................................... 11

Figura 2.8. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada nas rodas traseiras do

veículo (Xue et al., 2008). ....................................................................................................................... 12

Figura 2.9. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada em todas as rodas do

veículo (Xue et al., 2008). ....................................................................................................................... 12

Figura 4.1. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o estator

do motor de indução. ............................................................................................................................. 20

Figura 4.2. Relação entre o diâmetro interno e externo do estator (a) sem e (b) com restrições na

densidade de corrente superficial (Lipo, 1996). ...................................................................................... 22

Figura 4.3. Geometria das ranhuras do estator (Toliyat e Kliman, 2004). ................................................ 23

Figura 4.4. Geometria utilizada para o dimensionamento das ranhuras do estator (Kostenko e Piotrovski,

1979). ..................................................................................................................................................... 23

Figura 4.5. Curva utilizada para determinar o valor do coeficiente diferencial de fugas, (Kostenko e

Piotrovski, 1979). .................................................................................................................................... 25

Figura 4.6. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o rotor

em gaiola de esquilo do motor de indução. ............................................................................................ 27

Figura 4.7. Geometria das ranhuras do rotor (Kostenko e Piotrovski, 1979). ........................................... 29

Figura 4.8. Curva do coeficiente de dispersão frontal (Kostenko e Piotrovski, 1979). .............................. 30

Figura 4.9. Curva do coeficiente de dispersão diferencial (Kostenko e Piotrovski, 1979). ........................ 31

Figura 4.10. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para a

reactância do entreferro do motor de indução. ...................................................................................... 32

Figura 4.11. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as

potências e binários do motor de indução. ............................................................................................. 33

Figura 4.12. Motor de indução representado no software FEMM. .......................................................... 36

Figura 4.13. Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Aço M-19. ........................ 37

viii

Figura 4.14. Distribuição de campo magnético no motor de indução com rotor em gaiola de esquilo

simples obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com

corrente de 60A. ..................................................................................................................................... 37

Figura 4.15. Evolução do campo H no estator do motor de indução, na secção indicada pela recta

vermelha. ............................................................................................................................................... 38

Figura 4.16. Evolução do campo H no rotor do motor de indução, na secção indicada pela recta

vermelha. ............................................................................................................................................... 38

Figura 5.1. Motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores. .................. 41

Figura 5.2. Rotor de ímanes permanentes trapezoidais (Gieras et al., 2004). .......................................... 42

Figura 5.3. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para cada

estator que constitui o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. ............................................... 44

Figura 5.4. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as

potências e o binário que caracterizam o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. ................... 51

Figura 5.5. Motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (Petkovska e Cvetkovski, 2006). ....................... 53

Figura 5.6. Rotor de ímanes permanentes exteriores (Gieras e Wing, 2002). .......................................... 54

Figura 6.1. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software

FEMM. .................................................................................................................................................... 61

Figura 6.2. Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Alnico 5. ............................. 62

Figura 6.3. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores

obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente

de 60A. ................................................................................................................................................... 63

Figura 6.4. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha. ........... 63

Figura 6.5. Evolução do campo H no rotor do motor, na secção indicada pela recta vermelha. .............. 64

Figura 6.6. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes interiores representado no software

FEMM. .................................................................................................................................................... 65

Figura 6.7. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados

no interior do rotor obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de

50Hz e com corrente de 60A................................................................................................................... 66

Figura 6.8. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha. ........... 66

Figura 6.9. Evolução do campo H num dos ímanes permanentes do motor, na secção indicada pela recta

vermelha. ............................................................................................................................................... 67

Figura A.1. Figura ilustrativa do aspecto da janela de selecção do motor a dimensionar………….…….……..77

Figura A.2. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor de

indução…………………………………………………………………………………………………………………………………………….……78

Figura A.3. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor de

indução………………………………………………………………………………………………………………………………………….………78

Figura A.4. Aspecto da janela dos dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de

ímanes permanentes cilíndrico………………………………………………………………………………………………………………79

ix

Figura A.5. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de

ímanes permanentes cilíndrico………………………………………………………………………………………………………………80

Figura A.6. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de

ímanes permanentes de fluxo axial……………………………………………………………………………………………………….80

Figura A.7. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de

ímanes permanentes de fluxo axial……………………………………………………………………………………………………….81

Figura B.1. Motor de indução representado no software FEMM……………………………………………………………83

Figura B.2. Resultados da simulação efectuada para o motor de indução no software FEMM………………84

Figura B.3. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software

FEMM……………………………………………………………………………………………………………………………………………………84

Figura B.4. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes

permanentes exteriores no software FEMM…………………………………………………………………………………….……85

Figura B.5. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior representado

no software FEMM……………………………………………………………………………………………………………………………..…85

Figura B.6. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes

permanentes localizados no seu interior no software FEMM…………………………………………………………….….86

x

Índice de tabelas

Tabela 4.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do estator do motor de indução. .. 18

Tabela 4.2. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo. .................................................................. 18

Tabela 4.3. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico (kd1) em função do número de

ranhuras do estator por pólo e por fase (q1) (Toliyat e Kliman, 2004). .................................................... 21

Tabela 4.4. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor de indução, com base na ferramenta

computacional desenvolvida em Matlab. ............................................................................................... 35

Tabela 4.5. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de

esquilo no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor. ........................................................ 39


esquilo no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator. ...................................................... 39


esquilo no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor. ......................................................... 39

Tabela 5.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor AC de ímanes

permanentes de fluxo axial. .................................................................................................................... 42


Tabela 5.3. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial, com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab. ............................................... 53

Tabela 5.4. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes

permanentes. ......................................................................................................................................... 54


Tabela 5.6. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes,

com base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab. ........................................................ 60

Tabela 6.1. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes

exteriores no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor. .................................................... 64


exteriores no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator................................................... 64


exteriores no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor. ..................................................... 65


localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor. ................... 67


localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator. ................. 67


localizados no interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor. .................... 68

xi

Índice de siglas

AC – Corrente alternada

DC – Corrente contínua

FEMM – Finite Element Method Magnetics

xii

Índice de símbolos

Carga eléctrica específica [A.condutor/m]

Secção de cada barra do rotor [mm2]

Área total de cabos dentro de cada ranhura [mm2]

Área dos condutores [m2]

Número de condutores paralelos por enrolamento

Densidade de fluxo magnético na parte mais fina do dente do estator [T]

Densidade de fluxo magnético na parte mais larga dos dentes do estator [T]

, Medidas correspondentes à largura das ranhuras do estator

Largura do anel de curto-circuito do rotor [mm]

Carga magnética específica [Wb/m2]

Largura máxima dos dentes do estator [mm]

Largura mínima dos dentes do estator [mm]

Número de condutores por ranhura

Factor de potência

Diâmetro do anel de curto-circuito do rotor [m]

Diâmetro dos cabos [mm]

Relação entre o diâmetro interno e o diâmetro externo do estator

Diâmetro interno do estator e do rotor do motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial [m]

Diâmetro interno do estator do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes

permanentes [m]

Diâmetro externo do estator e do rotor do motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial [m]

Diâmetro externo do estator do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes

permanentes[m]

Diâmetro do rotor [m]

Frequência [Hz]

Espessura do entreferro dos motores de corrente alternada de ímanes permanentes

[mm]

Espessura fictícia do entreferro [mm]

Coeficiente de dispersão frontal

Altura do anel de curto-circuito do rotor [mm]

hm Espessura dos ímanes [mm]

Corrente de fase [A]

Corrente em cada uma das barras do rotor [A]

Corrente em cada um dos anéis de curto-circuito do rotor [A]

xiii

Corrente nominal [A]

Densidade de corrente [A/mm2]

Densidade de corrente do anel de curto-circuito do rotor

Densidade de corrente de cada barra do rotor

Coeficiente de efeito pelicular

Coeficiente de redução de enrolamento do secundário em relação ao primário

Factor de bobinagem do estator

Factor de bobinagem do rotor

Factor de distribuição do estator

Coeficiente de dispersão diferencial

Coeficiente diferencial de fugas

Factor de forma segundo o eixo d

Factor de forma segundo o eixo q

Factor de encurtamento do estator

Relação entre a resistência de fase alternada e a resistência de fase contínua

Factor de saturação do circuito magnético

Coeficiente do entreferro

Coeficiente de saturação

, , , Medidas correspondentes à profundidade total da ranhura do estator

Comprimento do motor de indução e do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes

[m]

Comprimento de cada barra do rotor [m]

Comprimento de cada espira [m]

Comprimento médio do enrolamento estatórico [m]

Comprimento dos dois sectores contíguos do anel de curto-circuito do rotor [m]

Comprimento das partes frontais do enrolamento estatórico [mm]

Comprimento do enrolamento que atravessa o interior de cada ranhura [m]

Comprimento da terminação interna do enrolamento [m]

Comprimento da terminação externa do enrolamento [m]

Número de fases do motor

Binário do motor [Nm]

Binário de arranque [Nm]

Binário electromagnético [Nm]

Binário máximo [Nm]

Velocidade nominal de rotação do motor [rpm]

Número de condutores por enrolamento

Número de condutores por cada ranhura

xiv

Perdas mecânicas [W]

Profundidade da ranhura [m]

Passo do enrolamento estatórico

Potência electromagnética [W]

Potência activa absorvida por cada estator [W]

Potência activa total absorvida [W]

Potência nominal [kW]

Potência total produzida [W]

Par de pólos

q1 Número de ranhuras por pólo e por fase

Resistência do estator [Ω]

Resistência do rotor [Ω]

Resistência do rotor reduzida ao enrolamento do estator [Ω]

Resistência de fase alternada [Ω]

Resistência de uma barra da gaiola de esquilo do rotor [Ω]

Resistência de curto-circuito [Ω]

Resistência de fase contínua [Ω]

Resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito da gaiola de esquilo [Ω]

Resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito da gaiola de esquilo reduzida

à corrente na barra [Ω]

Largura da ranhura [m]

Secção do anel de curto-circuito do rotor [mm2]

Secção dos cabos [mm2]

Potência aparente absorvida por cada estator [W]

Potência aparente total absorvida [W]

Escorregamento

Secção de cada ranhura [mm2]

Passo médio do enrolamento [m]

Valor máximo do passo do enrolamento estatórico [mm]

Valor mínimo do passo do enrolamento estatórico [mm]

Tensão composta [V]

Tensão simples [V]

Número de espiras ligadas em série por fase

Coeficiente de distanciamento entre bobinas (coil span) [m]

Reactância do estator [Ω]

Reactância de fugas diferencial [Ω]

Reactância de fugas da terminação [Ω]

Reactância de fugas da ranhura [Ω]

xv

Reactância de fugas do topo do dente (tooth-top) [Ω]

Reactância do rotor [Ω]

Reactância do rotor reduzida ao enrolamento do estator [Ω]

Reactância de armadura [Ω]

Reactâncias de reacção de armadura segundo o eixo d [Ω]

Reactâncias de reacção de armadura segundo o eixo q [Ω]

Reactância de curto-circuito [Ω]

Reactância de entreferro [Ω]

Reactância síncrona [Ω]

Reactância síncrona segundo eixo d [Ω]

Reactância síncrona segundo eixo q [Ω]

Número de ranhuras do estator

Número de ranhuras do rotor

Arco polar das ranhuras (pole shoe arc) [rad]

Passo relativo do enrolamento estatórico

Espessura do entreferro do motor de indução [mm]

Rendimento [%]

Valor inicial assumido para o rendimento

Permeância do estator

Permeância do rotor

Permeância específica do fluxo de fugas diferencial

Coeficiente da permeância de fugas das terminações interna e externa

Coeficiente da permeância de fugas da ranhura

Coeficiente do topo da ranhura (tooth-top)

Permeância diferencial de fugas do enrolamento estatórico

Permeância de dispersão diferencial do rotor

Permeância de fugas do enrolamento estatórico

Permeância de dispersão das ranhuras do rotor

Permeância de fugas da parte frontal do enrolamento estatórico

Permeância da parte frontal dos anéis de curto-circuito

Permeabilidade magnética em vazio [H/cm]

Resistividade do alumínio

Resistividade do cobre

Condutividade eléctrica do cobre a 75o [S/m]

Passo polar [m]

Factor diferencial de fugas

Fluxo ligado por pólo [Wb]

xvi

Perdas nos enrolamentos de cobre no estator [W]

Perdas complementares [W]

Perdas mecânicas do motor [W]

Perdas no núcleo [W]

Perdas no rotor [W]

Perdas totais do motor [W]

1

1 Introdução

Neste capítulo é feita uma breve descrição e contextualização do trabalho desenvolvido.

Posteriormente, são apresentados os principais conteúdos de cada capítulo desta tese.

1.1 Âmbito da tese

O primeiro veículo eléctrico foi construído no ano de 1830, mas só em finais do século XIX é que se

começou a comercializar estes veículos (Larminie e Lowry, 2003). Actualmente, os veículos eléctricos

são vistos como sendo o futuro da indústria automóvel (Jain et al., 2009). No entanto, estes veículos

ainda não são muito comercializados devido à barreira actualmente existente no armazenamento de

energia no veículo, o que tem consequências na sua autonomia. Por essa razão, tem sido feito um

investimento no desenvolvimento de sistemas de propulsão mais eficientes, mais leves e mais

compactos de modo a maximizar a autonomia do veículo.

Vários tipos de motores eléctricos têm sido utilizados para aplicação em veículos eléctricos.

Historicamente, os motores eléctricos mais utilizados foram os motores eléctricos de corrente contínua

(DC) (Nanda e Kar, 2006). A preferência dada a este tipo de motor eléctrico estava relacionada com o

seu controlo de velocidade simples, assim como com a sua característica de binário/velocidade.

Actualmente, e devido aos recentes avanços tecnológicos, é dada preferência à utilização de motores de

corrente alternada (AC), pois estes motores são caracterizados por uma maior eficiência, maior

segurança, maior densidade de potência e menor necessidade de manutenção (Nanda e Kar, 2006). No

grupo dos motores eléctricos AC, os motores de indução e os motores de ímanes permanentes (sem

escovas) são aqueles que têm sido alvo de maior atenção na actualidade para aplicação em veículos

eléctricos (Nanda e Kar, 2006). Também os motores DC de ímanes permanentes e os motores de

relutância comutada têm sido utilizados para algumas aplicações.

Esta tese centra-se no estudo de motores alternativos que possam ser utilizados para aplicação

num veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento). Em

particular, efectuou-se o dimensionamento e simulação no software de elementos finitos Finite Element

Method Magnetics (FEMM) de dois grupos de motores principais: motor de indução e motor AC de

ímanes permanentes.

1.2 Estrutura da tese

Apresenta-se agora uma descrição sucinta da estrutura da tese, que se encontra dividida em sete

capítulos.

2

No presente capítulo (Capítulo 1) faz-se uma breve introdução ao tema a desenvolver ao longo

desta tese.

No Capítulo 2 é feita uma revisão bibliográfica dos principais motores utilizados para aplicação em

veículos eléctricos, sendo descritas em detalhe as principais vantagens e desvantagens associadas à

utilização de cada motor. No final deste capítulo são ainda apresentadas as motivações para o

desenvolvimento de trabalhos nesta área.

No Capítulo 3 são apresentados e justificados os objectivos desta tese.

No Capítulo 4 é apresentado em detalhe o método de dimensionamento de um motor de indução a

aplicar num veículo eléctrico comercial, assim como os respectivos resultados. Posteriormente, é

apresentada a simulação do motor dimensionado utilizando o software de elementos finitos FEMM.

No Capítulo 5 é descrito o método de dimensionamento de dois motores AC de ímanes

permanentes a aplicar num veículo eléctrico comercial: um motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial constituído por dois estatores e um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes. Os resultados

obtidos para este dimensionamento são apresentados no final deste capítulo.

No Capítulo 6 é apresentada a simulação de um motor AC de ímanes permanentes, recorrendo ao

mesmo software utilizado para a simulação apresentada no capítulo 4 (FEMM). Sendo possível utilizar

motores de ímanes permanentes com diferentes configurações dos ímanes, optou-se por efectuar duas

simulações distintas neste capítulo: uma primeira simulação de um motor de ímanes permanentes

exteriores; e uma segunda simulação de um motor de ímanes permanentes localizados no interior do

rotor.

No último capítulo (Capítulo 7) são apresentadas as principais conclusões e discute-se a agenda de

investigação que é relevante desenvolver no futuro.

3

2 Motores utilizados em veículos eléctricos – revisão bibliográfica

Existem vários tipos de motores que podem ser utilizados em veículos eléctricos. Ehasani et al.

(2003) propõem a utilização de três motores diferentes: motores de indução, motores DC de ímanes

permanentes (sem escovas) e motores de relutância comutada. Esta proposta é corroborada por Xue et

al. (2008), que, adicionalmente aos motores DC de ímanes permanentes, propõem também a utilização

de motores DC convencionais (com escovas). Nanda e Kar (2006) realçam ainda a importância dos

motores AC de ímanes permanentes para aplicação em veículos eléctricos.

Neste capítulo é feita uma descrição detalhada de todos estes motores. Assim, nas secções 2.1 e 2.2

são caracterizados os motores DC (motores DC de ímanes permanentes e motores DC convencionais) e

os motores AC (motores de indução, motores AC de ímanes permanentes e motores de relutância

comutada), respectivamente. Na secção seguinte (secção 2.3) é efectuada a comparação dos vários

motores, apresentando-se as principais vantagens e desvantagens associadas a cada um. Na secção 2.4

são descritas as principais localizações utilizadas para colocação destes motores. Na última secção

(secção 2.5) apresenta-se a motivação para o desenvolvimento de trabalhos relacionados com o estudo

de motores a aplicar em veículos eléctricos.

2.1 Motores de corrente contínua (DC)

No que se refere a motores DC, existem dois tipos de motores principais: motores DC de ímanes

permanentes (sem escovas) e motores DC convencionais (com escovas).

2.1.1 Motor DC de ímanes permanentes (sem escovas)

Os motores DC de ímanes permanentes são especialmente conhecidos pela sua elevada eficiência e

elevada relação potência/volume. A elevada relação potência/volume é consequência da presença de

ímanes permanentes no motor, o que resulta numa diminuição significativa de volume e de peso. A

utilização de ímanes permanentes afasta a necessidade de fornecer energia ao motor para produzir

pólos magnéticos. A ausência de enrolamentos de cobre no rotor resulta ainda numa diminuição

significativa de peso e de volume. Desta forma, estes motores atingem maiores eficiências do que os

motores DC convencionais, motores de indução e motores de relutância comutada. Adicionalmente,

este tipo de motores possui uma boa refrigeração, o que possibilita uma boa dissipação do calor.

No que se refere a limitações, este motor apresenta uma zona de potência constante reduzida,

devido à sua capacidade de enfraquecimento de campo ser bastante limitada. Esta reduzida capacidade

de enfraquecimento de campo é consequência da presença de um campo magnético, que é criado pelos

ímanes permanentes. Estes motores são também relativamente complexos e caros. Verifica-se também

4

que o campo magnético criado pelos ímanes permanentes dificulta a criação de um elevado binário no

motor.

Na figura seguinte está representada a característica de um motor DC de ímanes permanentes.

Figura 2.1. Potência de tracção versus relação de velocidades (Ehsani et al., 2003).

Outra das limitações associadas a este tipo de motor está relacionada com a sua relação de

velocidades – a relação de velocidades não é suficiente para alcançar o desempenho desejado para um

veículo eléctrico, especialmente quando se trata de um veículo todo-o-terreno; nestas condições, é

normalmente necessária uma caixa de velocidades.

Numa tentativa de aumentar a gama de velocidades destes motores, Chan e Chau (2001)

propuseram a utilização de um elevado número de enrolamentos de campo. Desta forma, o aumento da

gama de velocidades é conseguido através do controlo da corrente que circula nos enrolamentos de

campo. Devido a presença de ímanes permanentes e de enrolamentos de campo estes motores são

normalmente designados de motores híbridos. Na figura seguinte está representado o perfil óptimo de

eficiência de um motor DC de ímanes permanentes híbrido.

Figura 2.2. Perfis de eficiência para um motor híbrido de ímanes permanentes (Ehsani et al., 2003).

5

2.1.2 Motor DC convencional (com escovas)

De acordo com Xue et al. (2008), os motores DC convencionais possuem um elevado binário a

baixas velocidades e uma relação binário-velocidade adequada a aplicações de tracção independente

(veículos eléctricos). A velocidade destes motores é facilmente regulada através da variação da tensão

de alimentação do motor, e, devido à simplicidade associada ao seu modo de controlo, estes motores

têm sido amplamente utilizados em veículos eléctricos. Estes motores podem ter 2, 4 ou 6 pólos,

dependendo dos requisitos da sua aplicação (dependendo da potência de saída e da sua tensão de

alimentação).

Estes motores têm também algumas limitações associadas: são volumosos, têm baixa eficiência,

têm baixa/fraca fiabilidade e é necessária muita manutenção devido à existência de comutador

mecânico e escovas.

2.2 Motores de corrente alternada (AC)

No que se refere a motores AC, aqueles que têm sido mais utilizados para aplicação em veículos

eléctricos são os motores de indução, os motores AC de ímanes permanentes e os motores de

relutância comutada.

2.2.1 Motor de indução

Os motores de indução são motores de construção simples, são fiáveis, robustos, necessitam de

pouca manutenção, são de baixo custo e têm uma boa capacidade para funcionar em ambientes

adversos. Estes motores utilizam normalmente um sistema de controlo baseado no princípio de

orientação de campo (FOC), para se conseguir efectuar um controlo desacoplado do fluxo e do binário

da máquina. Assim, o motor de indução passa a comportar-se de forma idêntica à de um motor DC de

excitação independente, não tendo as limitações de velocidade inerentes a estes. Devido à sua curva de

binário característica, e devido ao controlo por orientação de campo que lhe está associado, conseguem

alcançar-se velocidades entre 3 a 5 vezes superiores à sua velocidade nominal. Contudo, esta

aproximação resulta num maior valor de binário máximo, mas também num sobredimensionamento do

motor. Outra das características destes motores é a capacidade que estes têm em alcançar o seu binário

máximo quando a velocidade crítica do motor é atingida.

A variação de velocidade nestas máquinas é efectuada através da variação da frequência e da

tensão. No entanto, os custos inerentes ao controlo dos motores de indução são bastante superiores

aos custos associados ao controlo dos motores DC. No que se refere à eficiência dos motores de

indução, verifica-se que para velocidades elevadas esta é menor do que quando comparada com

motores de ímanes permanentes ou de relutância comutada. Esta menor eficiência deve-se aos seus

6

enrolamentos rotóricos e às suas perdas no cobre (para motor com rotor bobinado) ou nas barras (para

motor com rotor em gaiola de esquilo).

O rotor de um motor de indução pode ser de dois tipos (Fitzgerald et al., 2006): (1) rotor em gaiola

de esquilo; e (2) rotor bobinado. O rotor em gaiola de esquilo é composto por um conjunto de barras de

material condutor encaixadas em ranhuras no rotor e curto-circuitadas por anéis metálicos nas

extremidades. A simplicidade e robustez da construção em gaiola de esquilo fazem deste motor o mais

comummente utilizado (em comparação com o motor de indução de rotor bobinado). Como este tipo

de motor não faz uso de escovas, a sua velocidade máxima de rotação é superior à de máquinas que

utilizam as referidas escovas. Isto justifica-se pela não existência de fricção entre as escovas e o rotor do

motor. No que se refere ao rotor bobinado, este é construído na forma de um enrolamento polifásico

semelhante ao estator tendo o mesmo número de pólos. Os motores de indução de rotor bobinado são

pouco comuns, sendo utilizados apenas num número limitado de aplicações especializadas.

2.2.2 Motor AC de ímanes permanentes (sem escovas)

De acordo com Nanda e Kar (2006), os motores AC de ímanes permanentes têm sido amplamente

utilizados para aplicação em veículos eléctricos, competindo directamente com os motores de indução.

As características que justificam a ampla utilização dada a este tipo de motores são as seguintes: (1) a

utilização de ímanes permanentes, que resulta numa diminuição no peso e volume dos motores

(quando em comparação com outros motores com a mesma potência) e, consequentemente, numa

densidade de potência mais elevada; (2) eficiência elevada, pois apresenta perdas reduzidas no rotor (as

perdas no rotor estão apenas relacionadas com o fluxo pulsante produzido pelas rápidas alterações na

relutância do entreferro); (3) aumento de temperatura verifica-se apenas no estator; e (4) reduzida

probabilidade de se verificar sobreaquecimento dos ímanes permanentes, assim como de sofrerem

quaisquer danos mecânicos. A grande desvantagem associada aos motores AC de ímanes permanentes

está relacionada com a sua complexa construção.

De notar que a configuração destes motores (motores AC de ímanes permanentes) é muito idêntica

à configuração dos motores DC de ímanes permanentes anteriormente descritos. No entanto, os

motores DC de ímanes permanentes são, normalmente, alimentados por uma corrente alternada

rectangular, e não por uma corrente alternada sinusoidal como acontece nos motores AC de ímanes

permanentes (Nanda e Kar, 2006).

De referir que a utilização de motores de ímanes permanentes (DC ou AC) requer um cuidado extra

no que se refere à corrente aplicada ao motor – quanto maior o valor da corrente, maior a intensidade

dos campos magnéticos criados no motor; se estes campos magnéticos atingirem valores muito

elevados, poderá alcançar-se o nível de coercividade que caracteriza os ímanes que constituem o motor;

nestas condições, o íman poderá ser parcial ou totalmente desmagnetizado.

7

2.2.3 Motor de relutância comutada

Os motores de relutância comutada (figura 2.3) têm vindo a ser alvo de cada vez mais interesse por

parte da comunidade científica para aplicação em veículos eléctricos. Isto deve-se à sua construção

simples e robusta (permitindo o funcionamento em ambientes adversos, o que é propicio para a sua

aplicação em veículos eléctricos), fazendo uso de métodos de controlo simples (como por exemplo, o

ondulador trifásico representado na figura abaixo), assim como à sua boa resistência a avarias.

Figura 2.3. Sistema de accionamento de um motor de relutância comutada (Ehsani et al., 2003).

Adicionalmente, possuem um rotor com uma estrutura bastante simples (não possui quaisquer

enrolamentos, ímanes, comutadores ou escovas). Estes motores possuem uma zona de potência

constante extremamente longa, o que lhes permite funcionar a velocidades extremamente elevadas

com uma aceleração muito rápida, com excelentes características de binário-velocidade. Assim, devido à

gama de velocidades a que os motores de relutância comutada podem operar, estes são dos mais

apropriados para aplicação em veículos eléctricos que não façam uso de uma caixa de velocidades na

sua transmissão. Adicionalmente a estas vantagens, estes motores são de fácil refrigeração, pois o seu

rotor não possui enrolamentos nem ímanes.

Estes motores têm a desvantagem de possuir um binário pulsante e um elevado nível de ruído. No

entanto, estes não são problemas que impeçam a sua utilização em aplicações de tracção independente

(caso dos veículos eléctricos).

2.3 Comparação entre motores

A comparação dos vários motores descritos nas secções anteriores é efectuada tendo por base os

seguintes parâmetros: eficiência; custo; tolerância a avarias; relação entre velocidade máxima e

velocidade nominal; segurança e fiabilidade; nível de maturação da tecnologia; e densidade de potência.

8

Eficiência

De acordo com Xue et al. (2008) e Nanda e Kar (2006), os motores DC de ímanes permanentes são

os que apresentam uma maior eficiência. Já Zeraoulia et al. (2005), indicam os motores AC de ímanes

permanentes como sendo aqueles que apresentam um maior valor para esse parâmetro.

Custo

Os motores DC convencionais são aqueles que apresentam menor custo, de acordo com os autores

Xue et al. (2008). Zeraoulia et al. (2005), defendem que os motores de indução são aqueles cujo custo é

inferior. No entanto, ambos os autores concordam que os motores AC de ímanes permanentes são os

que estão associados a um custo superior.

Tolerância a avarias

Outro dos factores importantes a considerar para efectuar a comparação dos motores a aplicar em

veículos eléctricos é a sua tolerância a avarias (Xue et al., 2008). Tipicamente, é desejável que quando se

dá a falha de um componente, exista uma certa redundância para que o sistema continue a funcionar

aceitavelmente até que seja possível efectuar a sua reparação. No entanto, para produzir um sistema

redundante num veículo eléctrico, é necessário aumentar excessivamente os custos do veículo. Assim

sendo, no que se refere à tolerância a avarias, os motores de relutância comutada são as máquinas mais

resistentes, devido a terem enrolamentos de fase independentes uns dos outros. Isto significa que se

algum enrolamento falhar, o motor poderá funcionar apenas com os restantes, sofrendo apenas alguma

degradação do seu desempenho, permanecendo funcional. Já a conversão de energia electromecânica

nos motores de indução e DC de ímanes permanentes é interdependente – assim, quando existe uma

falha, todo o sistema falha.

Relação entre velocidade máxima e nominal

Relativamente à relação entre a velocidade máxima e a velocidade nominal, verifica-se que os

motores de relutância comutada podem alcançar uma relação de 5 ou 6. Assim, verifica-se que, tal

como é necessário em aplicações de veículos eléctricos, estes motores operam a velocidades muito

elevadas, na ordem das 10000 rpm. Já os motores DC de ímanes permanentes, devido a não operarem a

velocidades tão elevadas como seria necessário, necessitam de sofrer algumas modificações no rotor.

Estas modificações resultam, normalmente, numa degradação do seu desempenho, fazendo assim

aumentar o seu custo associado. O mesmo problema se verifica nos motores de indução, pois,

geralmente, a sua velocidade máxima é inferior a 10000 rpm. Conclui-se assim que os motores DC de

ímanes permanentes e os motores de indução estão limitados em termos de velocidade máxima (Xue et

al., 2008).

9

Segurança e fiabilidade

Em termos de segurança e fiabilidade, os motores de relutância comutada são superiores aos

restantes motores em análise (Xue et al., 2008). No entanto, os motores de indução estão também

associados a uma elevada segurança e fiabilidade (Zeraoulia et al., 2005; Nanda e Kar, 2006). Os

motores de menor segurança são os motores DC.

Nível de maturação da tecnologia

De acordo com Zeraoulia et al. (2005) e Nanda e Kar (2006), os motores de indução são os que

apresentam um nível de maturação mais elevado. Esta elevada maturidade está relacionada com toda a

investigação que tem sido feita em torno deste tipo de motor, já que se trata de um dos motores mais

antigos.

Densidade de potência

No que se refere à densidade de potência, os motores AC de ímanes permanentes são os que

apresentam maior vantagem, seguidos dos motores de indução (Zeraoulia et al., 2005; Nanda e Kar,

2006).

Tendo em conta o desempenho de cada motor no que se refere ao conjunto dos parâmetros

analisados, Xue et al. (2008) defendem que os motores de relutância comutada são os mais apropriados

para aplicação em veículos eléctricos. Já Zeraoulia et al. (2005) afirmam que o motor mais indicado é o

motor de indução, visto este ser muito fiável, robusto, necessitar de pouca manutenção, ter um baixo

custo associado e estar apto para operar em ambientes adversos.

2.4 Localizações possíveis para colocação dos motores em veículos eléctricos

Existem, em geral, dois métodos para alcançar uma elevada densidade de potência e uma elevada

eficiência nos veículos eléctricos, estando estes métodos associados a diferentes colocações dos

motores nos veículos (Jain et al., 2009):

1. O primeiro método faz uso de um motor de elevada rotação (o que o torna mais pequeno e

mais leve) ligado a um caixa de velocidades, embraiagem e eixo diferencial para fazer a

propulsão do veículo. Este método está associado a algumas perdas mecânicas, devido à

utilização de engrenagens que constituem toda a transmissão da potência do motor para

as rodas do veículo. Existem várias opções dentro deste método, as quais serão

apresentadas na secção 2.4.1.

2. No segundo método são utilizados motores de elevado binário e de baixas rotações

directamente acoplados às rodas do veículo (secção 2.4.2). Com este método não é

necessária a utilização de caixa de velocidades, embraiagem ou eixo diferencial, o que

resulta na eliminação das perdas mecânicas e no aumento da eficiência do veículo – assim

sendo, com este método é possível colocar um maior número de baterias no veículo, pois

10

existe mais espaço na carroçaria. Adicionalmente, são colocados travões regenerativos que

carregam as baterias do veículo aproveitando a energia da travagem das rodas, o que

aumenta a autonomia de funcionamento do veículo.

Os veículos que utilizam motores acoplados às suas rodas apresentam mais vantagens, tais como

uma resposta do binário do motor mais rápida e um controlo independente de cada roda. Esta opção

permite ainda a instalação de sistemas avançados de segurança, tais como o sistema de controlo de

travagem (ABS – Antilock Braking System), sistema de controlo antipatinagem (ASR – Anti Slip

Regulation) e o sistema de controlo de estabilidade (ESP – Electronic Stability Program). Estes sistemas

podem ser incluídos num controlador de uma forma muito mais fácil e obtendo melhores resultados,

quando em comparação com veículos convencionais de tracção às quatro rodas. Isto deve-se ao facto

de se conseguir um controlo independente do binário e da velocidade de cada roda, aumentando-se

assim a segurança do veículo em manobras arriscadas e em condições climatéricas adversas.

Considerando todas estas vantagens, muitos construtores de veículos automóveis estão a desenvolver

veículos recorrendo a motores directamente acoplados às suas rodas (Jain et al., 2009).

2.4.1 Motores ligados a uma caixa de velocidades, embraiagem e/ou eixo diferencial

A colocação de motores em veículos eléctricos pode ser efectuada através da ligação do motor ao

eixo das rodas traseiras por intermédio de uma caixa de velocidades (figura 2.4) (Xue et al., 2008). Esta

opção é também referida no estudo de Fei et al. (2008) como sendo uma das opções mais utilizadas

para aplicação em veículos eléctricos actualmente, pois apresenta bastantes semelhanças com os

sistemas utilizados nos veículos de motor a gasolina e diesel.

Figura 2.4. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras por intermédio de uma caixa de

velocidades (Xue et al., 2008).

Outra das opções consiste em colocar o motor ligado ao eixo das rodas traseiras sem fazer uso de

uma caixa de velocidades (figura 2.5) (Xue et al., 2008).

11

Figura 2.5. Configuração na qual o motor está ligado ao eixo das rodas traseiras sem recorrer à utilização de uma

caixa de velocidades (Xue et al., 2008).

Uma terceira possibilidade consiste na ligação do motor a cada uma das rodas traseiras através de

um sistema de engrenagens, sendo que este sistema desempenha o papel do diferencial utilizado nas

opções anteriores (figura 2.6) (Xue et al., 2008).

Figura 2.6. Configuração na qual a ligação do motor a cada uma das rodas traseiras é efectuada através de um

sistema de engrenagens (Xue et al., 2008).

Uma alternativa a esta última opção consiste em colocar cada um dos motores ligados a cada uma

das rodas por intermédio de uma caixa de velocidades (figura 2.7). A colocação da caixa de velocidades

tem como objectivo fazer a desmultiplicação da rotação do motor (Xue et al., 2008).

Figura 2.7. Configuração na qual se estabelece a ligação de um motor a cada uma das rodas traseiras do veículo por

intermédio de engrenagens (Xue et al., 2008).

2.4.2 Motores directamente acoplados às rodas dos veículos

Em alternativa às opções apresentadas na secção anterior, tem-se a colocação dos motores

directamente acoplados às rodas traseiras do veículo, não se fazendo uso de caixa de velocidades ou

12

engrenagens (figura 2.8) (Paulides et al., 2008). Este tipo de motor possui uma configuração diferente

dos motores anteriores, devido ao facto de estarem acoplados às rodas – este acoplamento resulta num

menor espaço físico para o motor e, portanto, estes motores são mais achatados e mais largos (Xue et

al., 2008).

Figura 2.8. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada nas rodas traseiras do veículo (Xue

et al., 2008).

Outra opção consiste na colocação dos motores directamente acoplados a todas as rodas do veículo

(figura 2.9). Esta alternativa torna o veículo muito versátil, com uma mobilidade bastante superior à dos

veículos apenas com tracção frontal ou traseira. Esta opção torna o veículo mais leve, o que conduz a

um menor consumo de energia, e resulta na produção de um elevado binário (Xue et al., 2008). De

acordo com Fei et al. (2008), esta opção aumenta a eficiência do veículo, aumenta o espaço existente

dentro do veículo e melhora o seu desempenho, principalmente para veículos mais pequenos e leves

(como o são os veículos citadinos). Esta opção resulta também em melhorias ao nível do ruído,

tornando-os mais silenciosos. Adicionalmente, a colocação de motores em cada uma das rodas, em

comparação com as outras configurações, resulta na necessidade de uma menor manutenção devido à

ausência de engrenagens.

Figura 2.9. Configuração na qual os motores são colocados de forma integrada em todas as rodas do veículo (Xue et

al., 2008).

De acordo com Jain et al. (2009), os motores que apresentam melhores características para

aplicação nas rodas de veículos eléctricos são os motores de indução, os motores síncronos de ímanes

permanentes, os motores DC de ímanes permanentes e os motores de relutância comutada. Estes

representam uma melhor opção porque todos eles possuem os requisitos mínimos necessários que os

motores acoplados nas rodas dos veículos devem ter, que são um elevado binário de arranque, uma boa

capacidade de sobrecarga, uma gama alargada de velocidades de funcionamento e uma elevada

13

densidade de potência. É necessário também que o peso do motor seja reduzido para que este possa

ser colocado dentro da roda, é portanto necessário que o motor tenha uma boa relação de

eficiência/peso.

2.5 Motivação para o estudo de motores para aplicação em veículos eléctricos

Nos últimos anos presenciou-se um grande desenvolvimento no sector dos veículos eléctricos.

Como consequência, foram desenvolvidos vários estudos nesta área (Zeraoulia et al., 2005; Nanda e Kar,

2006; Xue et al., 2008). A selecção dos motores mais adequados para esta tipologia de veículos foi uma

das áreas mais estudadas, havendo actualmente uma vasta gama de opções, tal como se pode concluir

da revisão bibliográfica apresentada no início deste capítulo. Assim sendo, torna-se essencial fazer uma

recolha de todas as opções existentes, efectuando-se uma análise cuidada de cada uma, sendo esta

análise um dos objectivos desta tese. Este tipo de estudos reveste-se de grande relevância na

actualidade, uma vez que começam a surgir novas opções no mercado – perante o aparecimento de

novas opções para os motores a aplicar em veículos eléctricos, torna-se essencial desenvolver trabalho

para sustentação de futuras investigações, sendo a revisão de todos os desenvolvimentos efectuados

até agora uma importante base de sustentação.

14

15

3 Objectivo

Esta tese propõe-se a atingir os seguintes objectivos:

1. Revisão dos principais motores que têm sido utilizados para integração em veículos

eléctricos;

2. Desenvolvimento de uma ferramenta computacional com base no software Matlab

(MathWorks, 2010) para efectuar o dimensionamento dos principais parâmetros de dois

tipos de motor: motor de indução e motor AC de ímanes permanentes. No que se refere ao

motor AC de ímanes permanentes, são analisadas duas configurações distintas: motor

cilíndrico AC de ímanes permanentes; e motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial;

3. Simulação no software de elementos finitos FEMM (Finite Element Method Magnetics,

2010) de dois dos três motores dimensionados: motor de indução; e motor cilíndrico AC de

ímanes permanentes. Esta simulação tem como objectivo a análise do desempenho dos

motores para diferentes condições de funcionamento.

Este estudo servirá de base para a construção de motores alternativos de 15kW a aplicar num

veículo eléctrico comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento).

16

17

4 Dimensionamento e simulação de um motor de indução

Neste capítulo são apresentadas parte das equações utilizadas para a construção da ferramenta

computacional em Matlab (Anexo A), sendo estas utilizadas para efectuar o dimensionamento de um

motor de indução a colocar acoplado ao eixo de transmissão de um veículo eléctrico comercial. Todas

estas equações foram recolhidas da literatura (Kostenko e Piotrovski, 1979; Lipo, 1996; Boldea e Nasar,

2002; Toliyat e Kliman, 2004).

Na secção 4.1 é apresentado o método de dimensionamento utilizado para todas as componentes

do estator e do rotor do motor de indução, apresentando-se os resultados deste dimensionamento no

final desta secção. Na secção 4.2 é feita a sua simulação recorrendo ao software de elementos finitos

FEMM.

4.1 Dimensionamento dos parâmetros do motor de indução

Nesta secção apresenta-se o método utilizado para efectuar o dimensionamento de um motor de

indução a colocar no eixo de duas rodas do veículo. Na primeira subsecção (subsecção 4.1.1) são

descritos os vários dados utilizados para o dimensionamento (dados de entrada que serão pedidos ao

utilizador pela ferramenta computacional), assim como os parâmetros que se pretende dimensionar.

Posteriormente (subsecções 4.1.2, 4.1.3, 4.1.4 e 4.1.5), é apresentado em detalhe o método de

dimensionamento dos vários parâmetros que caracterizam um motor de indução. Na última subsecção

são apresentados os principais resultados deste dimensionamento (resultados fornecidos pela

ferramenta computacional).

4.1.1 Dados de entrada e de saída

Tendo em vista o dimensionamento de um motor de indução, é necessário fornecer os dados de

entrada identificados na tabela 4.1 – estes serão os dados pedidos pela ferramenta desenvolvida em

Matlab antes de efectuar o dimensionamento do motor de indução.

18

Tabela 4.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do estator do motor de indução.

Dados de entrada

Potência nominal do motor, n 15 kW

Tensão composta, 300 V

Corrente nominal, n 60 A

Número de pares de pólos, polos 2

Número de fases do motor, 3

Velocidade de rotação do motor, 1 2200 rpm

Factor de potência, 0,9

Escorregamento, n 0,025

Número de ranhuras do estator por pólo e por fase, 1 3

Espessura do entreferro, 0,5 mm

Percentagem de perdas mecânicas, 5%

Os parâmetros que se pretende dimensionar com base nos dados de entrada apresentados na

tabela 4.1 encontram-se identificados na tabela 4.2.

Tabela 4.2. Parâmetros a dimensionar ao longo do capítulo.

Parâmetros a dimensionar

Diâmetro externo do estator

Diâmetro interno do estator

Comprimento activo do motor L

Número de condutores por fase



Diâmetro dos cabos a colocar nas ranhuras do estator

Resistência do estator

Reactância do estator

Resistência do rotor

Reactância do rotor

Reactância de magnetização

Binário de arranque

Binário máximo

Binário electromagnético

Perdas totais do motor

Rendimento

19

Antes de avançar para o dimensionamento dos parâmetros apresentados na Tabela 4.2, é

necessário calcular a frequência nominal de funcionamento do motor de indução (equação (4.1)).

(4.1)

É também necessário calcular a tensão simples, sendo esta dada por

.

De seguida apresenta-se em detalhe o método de dimensionamento utilizado para o motor de

indução.

4.1.2 Dimensionamento do estator do motor de indução

Na figura 4.1 está representado o método de dimensionamento utilizado para dimensionar o

estator do motor de indução, estando os dados de entrada e os dados de saída (tabelas 4.1 e 4.2,

respectivamente) identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente.

20

Figura 4.1. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o estator do motor

de indução.

4.1.2.1 Dimensionamento dos diâmetros interno e externo do estator

Para determinar o valor do diâmetro interno do estator, deve recorrer-se à equação (4.2) (Toliyat e

Kliman, 2004).

=

20

(4.2)

Tal como se pode verificar pela equação anterior, o cálculo do diâmetro interno do estator está

dependente do cálculo de outros parâmetros. Assim sendo, é necessário determinar o factor de

21

distribuição do enrolamento trifásico estatórico (kd1), a carga eléctrica específica A, a carga magnética

específica Bgav e o rendimento objectivo :

1. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico, kd1 – este factor está dependente do

número de ranhuras por pólo e por fase, e é determinado com base na tabela 4.3;

2. Carga eléctrica específica, A – o valor máximo de A está limitado pela permeância (J), a qual

está limitada pelo tipo de sistema de refrigeração do motor1; para o presente estudo, utilizou-

se o valor de A igual a 20000 A.condutor/m;

3. Carga magnética específica, Bgav – o valor de Bgav é normalmente 0,35 a 0,60 Wb/m2 para

máquinas com frequências nominais compreendidas entre 50 e 60Hz (Toliyat e Kliman, 2004),

uma vez que o valor máximo da densidade de fluxo nas ranhuras do motor poder ser limitada a

um máximo de 1,6 Wb/m2; para o caso em estudo foi assumido o valor de Bgav = 0,6 Wb/m2.

4. Rendimento objectivo, - assume-se que este parâmetro tem o valor de 90%, sendo este

apenas um valor inicial, pois o rendimento será calculado na fase final do dimensionamento do

motor;

Tabela 4.3. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico (kd1) em função do número de ranhuras do

estator por pólo e por fase (q1) (Toliyat e Kliman, 2004).

q1 2 3 4 5

kd1 0,966 0,960 0,958 0,957

Para determinar o comprimento activo do motor, recorreu-se à equação (4.3) (Toliyat e Kliman,

2004).

(4.3)

Esta equação é válida para motores que funcionam a altas rotações. Caso se pretendesse

dimensionar um motor para funcionar a baixas rotações, teria que se dividir esta equação por 4.

Uma vez determinado o diâmetro interno do estator, passa a ser possível calcular o diâmetro

externo do mesmo. Para isso, recorreu-se à relação entre o diâmetro interno e o diâmetro externo

apresentado na figura 4.2 (Lipo, 1996).

1 Para motores refrigerados a ar, o valor nominal de A é de 15 a 35 A.condutor/mm (Toliyat e Kliman, 2004). Para

motores refrigerados a água, o valor nominal de A pode tomar o valor máximo de 150 A.condutor/mm.

22

Figura 4.2. Relação entre o diâmetro interno e externo do estator (a) sem e (b) com restrições na densidade de

corrente superficial (Lipo, 1996).

Através do número de pólos do motor e com base nas curvas da figura 4.2, é possível extrair a

relação entre o diâmetro interno e o diâmetro externo ( ). Posteriormente, pode determinar-se o

valor do diâmetro exterior do estator ( ):

(4.4)

4.1.2.2 Dimensionamento das ranhuras e dos cabos de cobre

O número de condutores por fase é dado pela equação seguinte (Toliyat e Kliman, 2004):

(4.5)

onde representa o fluxo magnético por pólo e pode ser calculado pela equação (4.6).

(4.6)

O número de ranhuras do estator ( ) é dado pela equação (4.7) (Toliyat e Kliman, 2004).

(4.7)

O número de condutores por ranhura ( ) é dado pela equação (4.8) (Toliyat e Kliman,

2004).

23

(4.8)

Uma vez determinado o número de condutores por ranhura e o número de ranhuras do estator, é

possível efectuar o dimensionamento dos cabos a colocar em cada ranhura. Numa fase inicial, assumiu-

se que as ranhuras do estator apresentam a geometria da figura 4.3.

Figura 4.3. Geometria das ranhuras do estator (Toliyat e Kliman, 2004).

Neste cálculo foi assumido que a relação entre a largura (s) e a profundidade (p) das ranhuras é

igual a 3,5 – optou-se por um valor inferior a 7 pois esta é a condição para não existir ruído. Portanto:

(4.9)

(4.10)

(4.11)

No entanto, as ranhuras do estator do motor de indução que se pretende dimensionar têm a

geometria apresentada na figura 4.4.

Figura 4.4. Geometria utilizada para o dimensionamento das ranhuras do estator (Kostenko e Piotrovski, 1979).

24

Relacionando2 as dimensões das ranhuras da figura 4.3 com as ranhuras da figura 4.4 (Kostenko e

Piotrovski, 1979), foi possível determinar as dimensões das ranhuras cuja geometria se apresenta na

figura 4.3.

(4.12)

(4.13)

(4.14)

(4.15)

(4.16)

(4.17)

A área de cada condutor é calculada com base na equação (4.18), assumido que a ranhura

apresenta um preenchimento de 40% - de acordo com Gieras et al. (2004), ranhuras preenchidas por

cabos de cobre circulares apresentam tipicamente um preenchimento de 40%.

(4.18)

(4.19)

Para o cálculo do passo relativo do enrolamento estatórico deve recorrer-se à equação (4.20)

(Kostenko e Piotrovski, 1979).

(4.20)

De acordo com Kostenko e Piotrovski (1979), os enrolamentos das máquinas corrente alternada são

na maior parte das vezes de passo encurtado. Assim sendo, torna-se essencial que se calcule o passo

relativo do enrolamento estatórico a partir do valor do passo do enrolamento ( ).

Os factores de bobinagem do estator, e , são calculados com base nas equações (4.21) e

(4.22) (Kostenko e Piotrovski, 1979).

(4.21)

(4.22)

4.1.2.3 Dimensionamento da resistência e reactância do estator

A reactância indutiva do estator é determinada com base na equação seguinte (Kostenko e

Piotrovski, 1979):

2 Com base nas aplicações apresentadas por Kostenko e Piotrovski (1979).

25

(4.23)

onde é dado pela soma das permeâncias dos enrolamentos estatóricos (equação (4.24)).

(4.24)

Tal como se pode verificar pela equação (4.24), a permeância total dos enrolamentos estatóricos

pode ser decomposta em três parcelas distintas:

1. Permeância de fugas do enrolamento estatórico que se encontra alojado nas ranhuras,

(equação (4.25));

2. Permeância de fugas da parte frontal do enrolamento estatórico, (equação (4.26));

3. Permeância diferencial de fugas, (equação (4.27)).

(4.25)

(4.26)

(4.27)

Para o cálculo da permeância diferencial de fugas são necessárias as seguintes constantes: e

(constantes associadas ao entreferro); e (coeficiente diferencial de fugas extraído da Figura 4.5).

Figura 4.5. Curva utilizada para determinar o valor do coeficiente diferencial de fugas, (Kostenko e Piotrovski,

1979).

26

A resistência do estator é determinada com base na equação seguinte (Boldea e Nasar, 2002):

(4.28)

onde é a secção de cada condutor (equação (4.18)), é o comprimento dos condutores (equação

(4.29)) e é a relação entre a resistência de fase alternada e a resistência de fase contínua (equação

(4.30)).

(4.29)

(4.30)

No que se refere à equação (4.29), a primeira parcela corresponde ao comprimento do cabo de

cobre que se encontra em todo o comprimento das ranhuras do estator, e a segunda parcela

corresponde à porção de cabo de cobre que se encontra fora do núcleo de ferro do estator. Para este

cálculo, assumiu-se que o comprimento do cabo que se encontra fora do estator é aproximadamente

1/3 do comprimento do cabo que está dentro do núcleo do estator.

4.1.3 Dimensionamento do rotor do motor de indução

Após dimensionado o estator do motor de indução, passou-se para o dimensionamento do rotor.

Para este dimensionamento assumiu-se um rotor em gaiola de esquilo, pois a sua simplicidade e

robustez de construção fazem deste o mais comummente utilizado (Fitzgerald et al., 2006).

Na figura 4.6 está representado o método de dimensionamento utilizado para dimensionar o rotor

do motor de indução, estando os dados de entrada e os dados de saída identificados por blocos cor de

laranja e azuis, respectivamente. Os blocos verdes referem-se aos parâmetros calculados para o

dimensionamento do estator do motor, e que são necessários para o dimensionamento do rotor.

27

Figura 4.6. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para o rotor em gaiola de

esquilo do motor de indução.

4.1.3.1 Dimensionamento do diâmetro do rotor

Para determinar o valor do diâmetro do rotor, deve recorrer-se ao diâmetro interno do estator e

à espessura do entreferro:

(4.31)

4.1.3.2 Dimensionamento das ranhuras, das barras e dos anéis do rotor

Para proceder ao dimensionamento das ranhuras e das barras do rotor é necessário definir o valor

de alguns parâmetros (Toliyat e Kliman, 2004):

1. Número de ranhuras do rotor, – assumiu-se que o número de ranhuras do rotor deverá ser

igual ao número de ranhuras do estator;

28

2. Comprimento de cada barra, – as barras do rotor têm comprimentos iguais ao

comprimento do estator;

3. Densidade de corrente de cada barra, - assume-se que esta densidade de corrente toma

o valor de 4

4. Densidade de corrente no anel do rotor, - assume-se que esta densidade de corrente

toma o valor de 5 .

Para determinar o diâmetro dos anéis do rotor recorre-se à equação (4.32) – este diâmetro é dado

pela diferença entre o diâmetro interno do estator e pela espessura do entreferro.

(4.32)

Cada um dos anéis de curto-circuito que constituem o rotor é percorrido por uma corrente ( ) dada

pela seguinte equação (Toliyat e Kliman, 2004):

(4.33)

onde corresponde à corrente na barra do rotor (equação (4.34)).

(4.34)

Tendo por base o valor da corrente calculada pela equação anterior, é possível determinar a secção

de cada anel de curto-circuito (equação (4.35)) (Toliyat e Kliman, 2004).

(4.35)

Posteriormente, é necessário calcular o respectivo valor de altura ( ) e largura ( ). Assim

sendo, recorreu-se a relações baseadas em exemplos apresentados por Kostenko e Piotrovski (1979).

(4.36)

(4.37)

Para calcular a secção de cada barra do rotor recorre-se à equação (4.38) (Toliyat e Kliman, 2004).

(4.38)

29

Cada barra está inserida numa ranhura do rotor, sendo que estas ranhuras possuem a geometria

apresentada na figura 4.7. Escolheu-se este tipo de ranhura por motivos de espaço, devido a estas

serem ranhuras que ficam mais estreitas em direcção ao núcleo do rotor, poupando assim algum espaço

no núcleo de ferro do rotor. Adicionalmente, este tipo de ranhura tem sido muito utilizado para a

construção de motores de indução (Kostenko e Piotrovski, 1979).

Figura 4.7. Geometria das ranhuras do rotor (Kostenko e Piotrovski, 1979).

Relacionando as dimensões das ranhuras da figura 4.3 com as ranhuras da figura 4.7, é possível

determinar as dimensões das ranhuras cuja geometria se apresenta na figura 4.7.

(4.39)

(4.40)

(4.41)

(4.42)

(4.43)

(4.44)

(4.45)

4.1.3.3 Dimensionamento da resistência e reactância do rotor

A reactância indutiva do enrolamento de curto-circuito do rotor é determinada com base na

equação seguinte (Kostenko e Piotrovski, 1979):

(4.46)

onde representa o total das permeâncias de dispersão (equação (4.47)).

(4.47)

Tal como se pode verificar, a permeância de dispersão pode ser decomposta em três parcelas

distintas:

30

1. Permeância de dispersão da ranhura, (equação (4.48));

2. Permeância da parte frontal dos anéis de curto-circuito, (equação (4.49));

3. Permeância de dispersão diferencial, (equação (4.50)).

(4.48)

(4.49)

(4.50)

Para o cálculo da permeância da parte frontal dos anéis de curto-circuito ( ) é necessário

determinar previamente o valor do coeficiente de dispersão frontal ( ). A determinação deste

coeficiente é feita recorrendo à figura 4.8 (Kostenko e Piotrovski, 1979).

Figura 4.8. Curva do coeficiente de dispersão frontal (Kostenko e Piotrovski, 1979).

O valor de é determinado com base no quociente entre e , sendo dado pela equação

(4.51). No que se refere ao parâmetro , este foi assumido igual a 115 mm (Kostenko e Piotrovski,

1979).

(4.51)

É também necessário calcular o valor do passo polar, :

(4.52)

No que se refere ao cálculo da permeância de dispersão diferencial ( ), esta é baseada nos

seguintes parâmetros: (coeficiente de dispersão diferencial), (factor de bobinagem),

(coeficiente de entreferro) e (coeficiente de saturação do circuito). Assume-se que:

31

; e (Kostenko e Piotrovski, 1979). é determinado com base nas curvas apresentadas na

figura 4.9.

Figura 4.9. Curva do coeficiente de dispersão diferencial (Kostenko e Piotrovski, 1979).

Uma vez determinada a reactância indutiva do enrolamento de curto-circuito do rotor ( ), passa a

ser possível calcular a reactância indutiva do enrolamento do rotor reduzida ao enrolamento do estator

( ) (equação (4.53)) (Kostenko e Piotrovski, 1979).

(4.53)

O coeficiente k representa o coeficiente de redução de enrolamento do secundário em relação ao

primário, sendo dado pela equação (4.54).

(4.54)

Depois de determinada a reactância do rotor, é possível efectuar o cálculo da sua resistência

(Kostenko e Piotrovski, 1979). A resistência total da barra é dada pela seguinte equação:

(4.55)

onde representa a resistência de uma barra da gaiola de esquilo do rotor (equação (4.56)) e

corresponde à resistência dos dois sectores dos anéis de curto-circuito da gaiola de esquilo reduzida à

corrente na barra (equação (4.57)).

(4.56)

32

(4.57)

Para calcular é necessário calcular previamente a resistência dos dois sectores dos anéis de

curto-circuito (equação (4.58)), sendo esta resistência função do comprimento dos dois sectores

contíguos do anel (equação (4.59)).

(4.58)

(4.59)

A resistência da barra reduzida ao enrolamento do estator, , é dada pela equação (4.60).

(4.60)

4.1.4 Dimensionamento da reactância de magnetização

Na figura 4.10 está representado o diagrama de blocos representativo do dimensionamento da

reactância de magnetização do motor de indução, estando os dados de entrada e os dados de saída

identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente. Os blocos verdes referem-se aos

parâmetros calculados nas secções anteriores e que são necessários para este dimensionamento.

Figura 4.10. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para a reactância de

magnetização do motor de indução.

Tendo por base os parâmetros identificados na figura 4.10, é possível calcular a reactância de

magnetização do motor de indução (equação (4.61)) (Kostenko e Piotrovski, 1979).

33

(4.61)

4.1.5 Cálculo das potências e binários

Na figura 4.11 está representado o diagrama de blocos representativo do dimensionamento das

potências e binários do motor de indução (os dados de entrada e os dados de saída estão identificados

por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente; os blocos verdes referem-se aos parâmetros

calculados nas secções anteriores e que são necessários para este dimensionamento).

Figura 4.11. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as potências e

binários do motor de indução.

A potência electromagnética definitiva do motor é dada pela equação (4.62) (Kostenko e Piotrovski,

1979).

(4.62)

Para o cálculo desta potência é necessário calcular previamente a reactância de curto-circuito da

máquina ( ), que é dada pela seguinte equação:

(4.63)

34

O binário electromagnético definitivo do motor ( ) é dado pela equação (4.64), onde é a

velocidade do campo girante.

(4.64)

Os binários máximo ( ) e de arranque ( ) são calculados pelas equações (4.65) e

(4.66), respectivamente (Kostenko e Piotrovski, 1979).

(4.65)

(4.66)

O cálculo destes dois binários está dependente da determinação prévia da resistência de curto-

circuito ( ), que é dada pela seguinte equação:

(4.67)

O rendimento do motor ( ) é dado pela equação (4.68), onde representam as perdas totais

da máquina (Kostenko e Piotrovski, 1979).

(4.68)

(4.69)

Tal como se pode verificar pela equação (4.69), as perdas totais do motor podem ser decompostas

em quatro parcelas distintas. Estas parcelas são as seguintes:

1. Perdas mecânicas, – assume-se que estas perdas são dadas por 0,7% da potência

nominal;

2. Perdas complementares, – assume-se que estas perdas são dadas por 0,5% da potência

nominal;

3. Perdas nos enrolamentos do motor, ;

4. Perdas mecânicas, .

35

4.1.6 Resultados do dimensionamento

Com base nas equações e aproximações referidas nas subsecções anteriores, foi possível recolher

os resultados apresentados na tabela 4.4. Estes resultados foram obtidos através da utilização da

ferramenta desenvolvida em Matlab (Anexo A).

Tabela 4.4. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor de indução, com base na ferramenta

computacional desenvolvida em Matlab.

Resultados obtidos para o motor de indução com rotor em gaiola de esquilo

Diâmetro interno do estator [m] 0,1

Diâmetro externo do estator [m] 0,2

Comprimento activo do motor [m] 0,3

Número de condutores por fase 72

Número de ranhuras do estator 36

Número de condutores por ranhura 6

Diâmetro dos condutores [mm] 2,3

Reactância do estator [ ] 2,3

Resistência do estator [ ] 0,005

Reactância do rotor [ ] 1,9

Resistência do rotor [ ] 0,08

Reactância de magnetização [ ] 27,8

Binário de arranque [Nm] 1,7

Binário máximo [Nm] 46,4

Binário electromagnético [Nm] 44,5

Perdas totais do motor [W] 1826,6

Rendimento [%] 89,1

4.2 Simulação do motor de indução usando o software FEMM

Para efectuar a simulação do motor de indução dimensionado, foi utilizado o software de

elementos finitos FEMM. Este software baseia-se no método de elementos finitos, que é um método

numérico usado para encontrar soluções de equações diferenciais parciais (Juliani et al., 2008).

Recorrendo a este software, é possível estudar diferentes tipologias de problemas, sendo as principais

as seguintes (Baltzis, 2008; Meker, 2008): (1) problemas magnetoestáticos lineares ou não-lineares; (2)

problemas magnéticos lineares ou não-lineares cujo campo magnético varia em função do tempo,

oscilando a uma dada frequência; e (3) problemas electroestáticos lineares. O problema em análise

nesta secção diz respeito a um problema magnético não-linear – pretende-se analisar a distribuição das

linhas de campo nas várias peças que constituem o motor de indução quando este está a funcionar a

uma dada frequência, sendo que alguns dos materiais que o constituem são materiais não lineares.

36

Inicialmente, foi necessário definir a sua geometria recorrendo ao software de elementos finitos

FEMM (figura 4.11). Para isso, foram introduzidos vários pontos de forma a definir os raios externo e

interno do rotor e do estator, assim como para definir a localização e dimensão das ranhuras. Todos os

dados introduzidos foram obtidos através do dimensionamento efectuado com base na ferramenta

desenvolvida em Matlab (cujas equações foram apresentadas na secção anterior). Uma vez definida a

geometria do motor, foi necessário definir os materiais que constituem o rotor e o estator, assim como

os materiais que constituem os fios a colocar nas ranhuras do estator e as barras que são introduzidas

nas ranhuras do rotor. Os materiais escolhidos foram os seguintes:

1. Aço M-19 para o núcleo do estator e do rotor;

2. Cobre 12-AWG para os condutores introduzidos nas ranhuras do estator – condutor cujo

diâmetro é aproximadamente igual ao dimensionado na secção anterior;

3. Alumínio 1100 para as barras colocadas nas ranhuras no rotor.

Todos estes materiais foram seleccionados de uma lista disponibilizada pelo software FEMM, tendo

por base os materiais mais comummente utilizados nestas aplicações.

Após seleccionados todos os materiais constituintes do motor de indução, é necessário definir as

condições de fronteira do motor. Estando-se a utilizar toda a secção transversal do motor de indução

para análise (figura 4.12), foi necessário definir apenas a condição de fronteira de Dirichlet nas linhas

que delimitam o exterior do estator e o interior do rotor – esta condição é imposta para confinar as

linhas de campo magnético no interior do motor.

Figura 4.12. Motor de indução representado no software FEMM.

No que se refere ao material que constitui o estator e o rotor da máquina (aço M-19), verifica-se

que este entra em saturação para valores de campo H da ordem dos 25000 Amp/m (figura 4.13).

37

Figura 4.13. Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Aço M-19.

Posteriormente, impôs-se uma frequência de (frequência nominal) e corrente de

(corrente nominal do motor). Na figura 4.14 apresenta-se a distribuição de campo magnético obtida

para estas condições de funcionamento.

Figura 4.14. Distribuição de campo magnético no motor de indução com rotor em gaiola de esquilo simples obtida

através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A.

Tal como se pode verificar pela figura 4.14, as linhas de campo magnético seguem o

comportamento que seria de prever, ou seja, as linhas de campo distribuem-se simetricamente em cada

pólo do motor.

Seleccionando apenas o estator do motor de indução para análise, é possível analisar a sua

distribuição de campo H (figura 4.15).

38

Figura 4.15. Evolução do campo H no estator do motor de indução, na secção indicada pela recta vermelha.

Pela análise da figura 4.15, é possível verificar que o campo H sofre um aumento perto da zona

onde se encontram as ranhuras do estator (note-se que os 0 cm correspondem ao diâmetro externo do

estator). Por comparação dos valores de pico da figura 4.15 com o gráfico da figura 4.13, verifica-se que

estes valores não estão na zona de saturação do aço utilizado para o núcleo de ferro do estator (valores

abaixo dos 25000 Amp/m) – assim, pode concluir-se que o aço que constitui o núcleo do estator não se

encontra saturado.

Seleccionando agora o rotor do motor de indução, é também possível analisar a sua distribuição de

campo H (figura 4.16).

Figura 4.16. Evolução do campo H no rotor do motor de indução, na secção indicada pela recta vermelha.

De acordo com a figura 4.16, verifica-se que, tal como descrito anteriormente para o estator, a zona

do rotor mais próxima do entreferro é caracterizada por um valor de campo H mais elevado. No

entanto, também o estator não se encontra saturado.

Nas tabelas 4.5, 4.6 e 4.7 estão apresentados os principais resultados obtidos através da simulação

do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo. De referir que alguns dos resultados apresentados

na primeira tabela (tabela 4.5) apresentam componentes real e imaginária, podendo ser representados

39

no plano de Argand por um vector cuja direcção e módulo podem ser determinados com base nestas

duas componentes.

Tabela 4.5. Resultados obtidos através da simulação do motor de indução com rotor em gaiola de esquilo no

software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor.

A B C

Corrente Total [A] 60 -30+j51,9 -30-j51,9

Tensão [V] 16,3+j33,4 -37,1-j2,6 20,9-j30,9

Fluxo Ligado [Wb] 0,1-j0,03 -0,03+j0,1 -0,08-j0,08

Indutância [H] 0,002-j0,001 0,002-j0,001 0,002-j0,001

Resistência [Ω] 0,3+j0,6 0,3+j0,6 0,3+j0,6

Potência dissipada [W] 489,6 489,9 489,6


software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator.

Energia magnética [J] 0,01

Total de perdas [W] 1,5

Densidade total de perdas [W/m3] 421,3

Volume do bloco [m3] 0,003


software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor.





Resultados

Enrolamentos

40

41

5 Dimensionamento de motores AC de ímanes permanentes

Neste capítulo são apresentadas as equações utilizadas para dimensionar dois motores AC de

ímanes permanentes: um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores

(secção 5.1) e um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (secção 5.2). Todas as equações

apresentadas ao longo deste capítulo foram recolhidas da literatura (Kostenko e Piotrovski, 1979; Lipo,

1996; Boldea e Nasar, 2002; Gieras et al., 2004; Toliyat e Kliman, 2004), tendo também sido utilizadas na

construção da ferramenta computacional desenvolvida em Matlab (Anexo A). Assim sendo, esta

ferramenta disponibiliza ao utilizador três opções para dimensionamento: dimensionamento de motor

de indução (introduzido no capítulo 4); dimensionamento de motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial (apresentado no presente capítulo); e dimensionamento de motor cilíndrico AC de ímanes

permanentes (apresentado no presente capítulo).

Neste capítulo apresenta-se o dimensionamento de dois motores AC de ímanes permanentes: um

AC motor de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores (secção 5.1) e um motor

cilíndrico AC de ímanes permanentes (secção 5.2). O primeiro motor tem por objectivo ser acoplado às

rodas traseiras do veículo, enquanto o segundo deverá ser utilizado acoplado ao eixo de transmissão do

veículo.

5.1 Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial

constituído por dois estatores

Nesta secção apresenta-se o método utilizado para efectuar o dimensionamento de um motor AC

de ímanes permanentes de fluxo axial composto por dois estatores e um rotor de ímanes permanentes

localizado entre os dois estatores. Neste tipo de motor os enrolamentos estão localizados em ambos os

estatores e a espessura do entreferro é tipicamente elevada (Gieras et al., 2004).

O objectivo deste capítulo é o dimensionamento de um motor com o aspecto apresentado na figura

5.1. O rotor que se pretende utilizar nesta máquina é composto por ímanes permanentes trapezoidais

(figura 5.2).

Figura 5.1. Motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial constituído por dois estatores.

42

Figura 5.2. Rotor de ímanes permanentes trapezoidais (Gieras et al., 2004).

Na primeira subsecção (subsecção 5.1.1) são descritos os vários dados utilizados para o

dimensionamento (dados de entrada que serão pedidos ao utilizador pela ferramenta computacional),

assim como os parâmetros que se pretende dimensionar. Posteriormente (subsecções 5.1.2), é

apresentado o método de dimensionamento utilizado para o referido motor, apresentando-se depois os

principais resultados deste dimensionamento (subsecção 5.2.3) (resultados fornecidos pela ferramenta

computacional).


Tendo em vista o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, é

necessário fornecer os dados de entrada identificados na tabela 5.1 - estes serão os dados pedidos pela

ferramenta desenvolvida em Matlab antes de efectuar o dimensionamento do referido motor.

Tabela 5.1. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial.

Dados de entrada

Potência nominal do motor, 7,5 kW


Número de pares de pólos, 6


Velocidade de rotação do motor, 700 rpm


Número de ranhuras do estator por pólo e por fase, 1


Espessura dos ímanes, 4 mm

Tal como se pode verificar pelos dados de entrada apresentados na tabela 5.1, pretende

dimensionar-se um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial de 7,5 kW. A razão pela qual se

pretende dimensionar um motor com metade da potência pretendida para o veículo eléctrico (15 kW)

está relacionada com o tipo de colocação deste motor no veículo – este motor será acoplado

43

directamente nas rodas traseiras do veículo, sendo por isso necessário colocar dois motores iguais de

7,5 kW em cada roda traseira (perfazendo assim a potência total do veículo).

Com base nos dados apresentados na tabela 5.1, apresenta-se de seguida o método de cálculo dos

diversos parâmetros do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Estes parâmetros encontram-

se todos descritos na tabela 5.2.



Diâmetro externo dos estatores e do rotor

Diâmetro interno dos estatores e do rotor

Número de condutores por fase e por estator

Número de ranhuras de cada estator



Resistência de cada estator

Reactância de cada estator

Reactância síncrona

Reactância de reacção da armadura

Potência activa absorvida pelo motor

Potência aparente absorvida pelo motor

Potência activa debitada pelo motor


Binário

Rendimento

De seguida apresenta-se em detalhe o método de dimensionamento do motor AC de ímanes

permanentes de fluxo axial introduzido no início deste capítulo.

5.1.2 Método de dimensionamento

O método de dimensionamento apresentado nesta secção aplica-se a ambos os estatores que

constituem o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial que se pretende dimensionar. Na figura

5.3 está representado o diagrama de blocos representativo deste dimensionamento (os dados de

entrada e os dados de saída estão identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente).

44

Figura 5.3. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para cada estator que

constitui o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial.

45

Antes de avançar para o dimensionamento dos principais parâmetros do motor, é necessário

calcular a sua frequência de funcionamento. O cálculo desta frequência é feito de forma análoga ao

descrito para o motor de indução (equação (4.1)). É também necessário calcular a tensão simples ( ).

Para proceder ao dimensionamento dos estatores é ainda necessário definir o valor de alguns

parâmetros:

1. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico, – assume-se que este parâmetro

toma o valor de 0,96 (valor sugerido por Gieras et al. (2004));

2. Carga eléctrica específica, – assume-se que este parâmetro tem o valor de 40000 A/m (valor

sugerido por Gieras et al. (2004));

3. Valor máximo da densidade de fluxo do entreferro, – assume-se que este parâmetro tem

o valor de 0,65 T (valor sugerido por Gieras et al. (2004));

4. Rendimento, – assume-se que este parâmetro tem o valor de 90%, sendo este apenas um

valor inicial pois o rendimento será calculado após dimensionamento do motor;

5. Número de condutores paralelos, - assume-se que existe um condutor por cada cabo;

6. Densidade de corrente, – assume-se que este parâmetro toma o valor de 4,5 A/mm2 (Valor

sugerido por Gieras et al. (2004) para máquinas de potência inferior ou igual a 100 kW).

5.1.2.1 Dimensionamento dos diâmetros interno e externo

Um dos primeiros parâmetros que é necessário dimensionar consiste no diâmetro externo de

ambos os estatores e do rotor. Este diâmetro é calculado de acordo com a seguinte equação (Gieras et

al., 2004):

(5.1)

onde se assume que toma o valor de 0,9 ( para máquinas a funcionar como motor). O cálculo do

diâmetro externo do estator e do rotor depende ainda de (parâmetro que depende da relação entre

o diâmetro interno e externo do estator, ). e são calculados de acordo com as duas

equações seguintes:

(5.2)

(5.3)

Tendo já o diâmetro externo dos estatores e do rotor, assim como a relação entre os diâmetros

externo e interno, é possível calcular o seu diâmetro interno (equação (5.4)).

(5.4)

46


O número de condutores por fase e por estator é dado pela equação seguinte (Gieras et al., 2004):

(5.5)

onde representa o fluxo magnético por pólo e pode ser calculado pela equação (5.6).

(5.6)

O número de ranhuras de cada estator ( ) é determinado de forma análoga ao descrito para o

motor de indução (equação (4.7)). O número de condutores por enrolamento ( ) é dado pela equação

(5.7).

(5.7)

Com base no número de condutores por cada enrolamento é possível calcular o número de

condutores por cada ranhura : obtém-se multiplicando por dois o número de condutores por

enrolamento, uma vez que o estator possui dois enrolamentos por cada ranhura (enrolamento de dupla

camada).

Uma vez calculado o número de condutores por ranhura e o número de ranhuras de cada estator, é

possível efectuar o dimensionamento dos cabos a colocar nas ranhuras de cada estator. A área da

secção transversal destes cabos é dada pela equação (5.8) (Gieras et al., 2004):

(5.8)

onde corresponde à corrente de fase (equação (5.9)).

(5.9)

Assumindo a utilização de cabos de cobre circulares, é possível determinar o seu diâmetro com base

na área da secção transversal anteriormente calculada (equação (5.10)). Assume-se ainda que o

diâmetro dos cabos não sofre quaisquer alterações perante variações de temperatura.

47

(5.10)

A área total de cabos dentro de cada ranhura calcula-se recorrendo à equação (5.11).

(5.11)

Para determinar a secção de cada ranhura do estator assume-se um preenchimento de 40% - de

acordo com Gieras et al. (2004), ranhuras preenchidas por cabos de cobre circulares apresentam

tipicamente um preenchimento de 40%. Assim sendo, a secção de cada ranhura é dada por:

(5.12)

Ainda em relação às ranhuras do estator, é necessário definir a sua geometria. Assim, assume-se

que as ranhuras que constituem cada estator da máquina têm a geometria indicada na figura 4.3

(geometria considerada para o dimensionamento do motor de indução). As várias dimensões da

ranhura apresentada na figura 4.3 são calculadas de acordo com as equações seguintes:

(5.13)

(5.14)

(5.15)

(5.16)

(5.17)

(5.18)

onde e correspondem à profundidade e largura da ranhura, respectivamente. As relações dadas

pelas equações anteriores são baseadas em aplicações apresentadas por Gieras et al. (2004). Antes de

definir a largura da ranhura, é necessário calcular o valor mínimo do passo do enrolamento estatórico

(equação (5.19)) (Gieras et al., 2004) – assumiu-se um valor arbitrário inferior ao referido passo para a

largura da ranhura, pois o valor mínimo do passo do enrolamento estatórico deve ser superior à largura

da ranhura. Uma vez assumido o valor para a largura da ranhura, é possível calcular a respectiva

profundidade com base no valor obtido anteriormente para a secção de cada ranhura ( ).

(5.19)

A densidade de fluxo magnética na parte mais fina dos dentes do estator é dada pela seguinte

equação (Gieras et al., 2004):

48

(5.20)

onde corresponde à largura mínima dos dentes do estator (equação (5.21)).

(5.21)

No que se refere à densidade de fluxo magnético na parte mais larga dos dentes do estator, esta

pode ser calculada recorrendo à equação seguinte (Gieras et al., 2004):

(5.22)

onde corresponde ao valor máximo do passo do enrolamento estatórico e corresponde à

largura máxima do dente do estator (equações (5.23) e (5.24), respectivamente).

(5.23)

(5.24)

5.1.2.3 Dimensionamento da resistência dos enrolamentos de cada estator

A resistência de cada estator é dada pela seguinte equação (Gieras et al., 2004):

(5.25)

onde é a condutividade eléctrica do cobre a 75o. Para o cálculo desta resistência é necessário

efectuar previamente o cálculo do comprimento médio do enrolamento estatórico, :

(5.26)

onde corresponde ao comprimento do enrolamento que atravessa o interior de cada ranhura

(equação (5.27)), corresponde ao comprimento da terminação interna do enrolamento (inner end

connection) e corresponde ao comprimento da terminação externa do enrolamento (outer end

connection).

(5.27)

Como , a equação (5.26) toma a forma seguinte:

49

(5.28)

5.1.2.4 Dimensionamento da reactância de cada estator

A reactância de cada estator é dada pela equação (5.29) (Gieras et al., 2004).

(5.29)

Tal como se pode verificar pela equação (5.29), a reactância do estator é resultado da soma de

quatro reactâncias:

1. Reactância de fugas da ranhura, (equação (5.30));

2. Reactância de fugas da terminação (end connection), (equação (5.31));

3. Reactância de fugas diferencial, (equação (5.32));

4. Reactância de fugas do topo do dente (tooth-top), (equação (5.33)).

(5.30)

(5.31)

(5.32)

(5.33)

Para o cálculo da reactância de fugas da ranhura é necessário calcular previamente o coeficiente da

permeância de fugas da ranhura ( ), assim como o coeficiente de efeito pelicular ( ) - é dado

pela equação (5.34) (para uma ranhura com geometria igual à apresentada na figura 5.3) e assume-

se igual a 1.

(5.34)

Para o cálculo da reactância de fugas da terminação é necessário calcular o coeficiente da

permeância de fugas das terminações interna e externa ( ) e o coeficiente de distanciamento entre

bobinas (coil span) ( ) - é dado pela equação (5.35) e é dado pela equação (5.36).

(5.35)

(5.36)

50

No que se refere ao cálculo da reactância de fugas diferencial, esta depende da permeância

específica do fluxo de fugas diferencial ( ). Este parâmetro é calculado de acordo com a seguinte

equação:

(5.37)

onde , e correspondem ao factor diferencial de fugas (equação (5.38)), à espessura fictícia do

entreferro (equação (5.39)) e ao factor de saturação do circuito magnético (equação(5.40)),

respectivamente.

(5.38)

(5.39)

(5.40)

No que se refere ao factor de saturação do circuito magnético, trata-se do coeficiente de Carter

elevado ao quadrado, uma vez que o motor é constituído por dois estatores. Este coeficiente depende

do passo médio do enrolamento (equação (5.41)), e do parâmetro (equação (5.42)).

(5.41)

(5.42)

Para o cálculo da última parcela da equação (5.29) é necessário determinar previamente o

coeficiente do topo do dente (tooth-top) ( ). Este coeficiente é calculado recorrendo à equação (5.42).

(5.42)

As reactâncias de reacção da armadura segundo os eixos d e q são calculadas recorrendo às

equações (5.43) e (5.44) (Gieras et al., 2004).

(5.43)

(5.44)

51

Como para este tipo de motor (motor no qual a espessura fictícia do entreferro é

igual segundo os eixos d e q), as reactâncias de reacção de armadura são iguais segundos os dois eixos:

.

Com base na reactância de reacção de armadura da máquina é possível determinar a sua reactância

síncrona (equação (5.46)).

(5.45)

5.1.2.5 Potências e binário do motor

Na figura 5.4 está representado o diagrama de blocos representativo do dimensionamento das

potências e binário que caracterizam o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial (os dados de

entrada e os dados de saída estão identificados por blocos cor de laranja e azuis, respectivamente; os

blocos verdes referem-se aos parâmetros calculados para o dimensionamento de cada estator do

motor, e que são necessários para o cálculo das potências e do binário).

Figura 5.4. Diagrama de blocos representativo do método de dimensionamento utilizado para as potências e o

binário que caracterizam o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial.

A potência absorvida por cada estator é dada pela equação (5.46), onde corresponde ao

factor de potência (Gieras et al., 2004).

(5.46)

Como o motor é composto por dois estatores, a potência total absorvida pelo motor ( ) é dado

pelo dobro da potência de cada estator. A potência aparente absorvida por cada estator é dada pela

52

equação (5.47), sendo que a potência total aparente do motor ( ) é também igual ao dobro da

potência calculada segundo esta equação.

(5.47)

A potência debitada pelo motor é dada pela seguinte equação (Gieras et al., 2004):

(5.48)

onde e correspondem às perdas nos enrolamentos de cobre do estator (equação (5.49)) e

às perdas mecânicas do rotor, respectivamente.

(5.49)

A potência electromagnética é calculada com base na equação (5.50) (Gieras et al., 2004), equação

esta dependente das perdas no núcleo da máquina, – assume-se que as perdas no núcleo da

máquina correspondem a 5% da potência debitada pelo motor.

(5.50)

As perdas totais do motor são dadas pela equação (5.51).

(5.51)

Com base nas potências debitada e absorvida é possível calcular a eficiência do motor (equação

(5.52)).

(5.52)

O binário do motor é dado pela equação (5.53).

(5.53)





53

Tabela 5.3. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial, com

base na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab.

Resultados obtidos para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial

Diâmetro interno dos estatores e do rotor [m] 0,2

Diâmetro externo dos estatores e do rotor [m] 0,3

Número de condutores por fase por estator 360




Reactância de cada estator [ ] 9,1

Resistência de cada estator [ ] 1,4

Reactância síncrona [ ] 11,2

Reactância de reacção da armadura [ ] 2,1

Potência activa total absorvida [W] 8333,3

Potência aparente total absorvida [VA] 9259,3

Potência total produzida [W] 7236,3


Binário [Nm] 98,7

Rendimento [%] 86,8

5.2 Dimensionamento de um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes

Nesta secção apresenta-se o dimensionamento de um motor cilíndrico AC de ímanes permanentes

a colocar no eixo traseiro de duas rodas do veículo. Na figura 5.5 apresenta-se o aspecto do motor que

se pretende dimensionar, sendo que na figura 5.6 está representada a configuração do rotor escolhido

para este motor. Tal como se pode verificar por esta última figura, os ímanes permanentes encontram-

se introduzidos em ranhuras superficiais do rotor – por esta razão, este tipo de rotor denomina-se de

rotor de ímanes permanentes exteriores (Gieras e Wing, 2002).

Figura 5.5. Motor cilíndrico AC de ímanes permanentes (Petkovska e Cvetkovski, 2006).

54

Figura 5.6. Rotor de ímanes permanentes exteriores (Gieras e Wing, 2002).

Na primeira subsecção (subsecção 5.2.1) são descritos os vários dados utilizados para o

dimensionamento (dados de entrada que serão pedidos ao utilizador pela ferramenta computacional),

assim como os parâmetros que se pretende dimensionar. Posteriormente (subsecções 5.2.2), é

apresentado o método de dimensionamento utilizado para o referido motor, apresentando-se os

principais resultados deste dimensionamento na última subsecção (subsecção 5.2.3) (resultados

fornecidos pela ferramenta computacional).


Tendo em vista o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, é necessário

fornecer os mesmos dados indicados para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. No

entanto, alguns destes dados de entrada possuem valores diferentes daqueles indicados na tabela 5.1.

Assim sendo, na tabela 5.4 apresentam-se os dados de entrada cujos valores diferem dos apresentados

para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial.

Tabela 5.4. Dados de entrada necessários para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes.

Dados de entrada

Potência nominal do motor, Pn 15 kW


Número de pares de pólos, Ppolos 2


Velocidade de rotação do motor, n1 2200 rpm


Número de ranhuras do estator por pólo e por fase, q1 3

Espessura dos ímanes, hm 6,5 mm


Tal como se pode verificar pelos dados de entrada apresentados na tabela 5.4, pretende-se

dimensionar apenas um motor de 15 kW, pois este motor será colocado acoplado ao eixo das duas

rodas traseiras do veículo eléctrico (sendo necessário apenas um motor).

55

Os parâmetros que se pretendem dimensionar com base nos dados de entrada referidos

anteriormente estão apresentados na tabela 5.5.



Diâmetro externo do estator

Diâmetro interno do estator

Comprimento activo do motor L

Número de condutores por fase




Resistência de cada estator

Reactância de cada estator

Reactância síncrona segundo o eixo d

Reactância síncrona segundo o eixo q

Reactância de reacção da armadura segundo o eixo d

Reactância de reacção da armadura segundo o eixo q

Potência activa absorvida pelo motor

Potência aparente absorvida pelo motor

Potência activa debitada pelo motor


Binário

Rendimento

Antes de avançar para o dimensionamento destes parâmetros, é necessário calcular a frequência de

funcionamento da máquina (de acordo com a equação 4.1), assim como o valor da tensão simples ( ).

5.2.2 Método de dimensionamento

O método de dimensionamento apresentado nesta secção baseia-se na utilização dos métodos de

dimensionamento anteriormente apresentados, sendo necessário apontar apenas algumas

particularidades. Assim sendo, o diagrama de blocos representativo deste dimensionamento resulta de

uma mistura dos diagramas representados nas figuras 4.1 e 5.3. Os aspectos comuns existentes entre o

método de dimensionamento utilizado para o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes e os métodos

utilizados para os motores dimensionados anteriormente (motor de indução e motor AC de ímanes

56

permanentes de fluxo axial), assim como as diferenças entre estes métodos, são discutidos nas

subsecções seguintes.

De forma análoga a referido para o dimensionamento dos motores anteriores, para proceder ao

dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes é necessário definir previamente o

valor de alguns parâmetros:

1. Rendimento, – assume-se que este parâmetro tem o valor de 90%, sendo este apenas um

valor inicial pois o rendimento será calculado após dimensionamento do motor;

2. Número de condutores paralelos, – assume-se que existe um condutor por cada cabo;

3. Densidade de corrente, – assume-se que este parâmetro toma o valor de 4,5 A/mm2 (Valor

sugerido por Gieras et al. (2004) para máquinas de potência inferior ou igual a 100 kW).

5.2.2.1 Dimensionamento dos diâmetros interno e externo do estator

Para determinar o valor do diâmetro interno do estator, recorreu-se à equação utilizada para o

motor de indução (equação 4.2). O cálculo deste diâmetro depende de vários parâmetros:

1. Factor de distribuição do enrolamento trifásico estatórico, kd1 – este factor é determinado com

base na tabela 4.5;

2. Carga eléctrica específica, A – para o motor em questão, utilizou-se o valor de A igual a 40000

A.condutor/m;

3. Carga magnética específica, Bgav – para o caso em estudo foi assumido o valor de Bgav = 0,65

Wb/m2.

Para determinar o comprimento activo do motor, recorreu-se à equação (4.3), seguindo o mesmo

método utilizado para o motor de indução.

Uma vez determinado o diâmetro interno do estator, passa a ser possível calcular o diâmetro

externo do mesmo. Para isso, utilizou-se o mesmo método referido para o dimensionamento do

comprimento do motor de indução, recorrendo-se à relação entre os diâmetros externo e interno do

estator apresentado na figura 4.1.


O número de condutores por fase para o estator do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes é

calculado de forma diferente, sendo dado pela equação seguinte (Gieras e Wing, 2002):

(5.54)

onde representa a corrente de fase do motor e pode ser calculado pela equação (5.55).

57

(5.55)

O cálculo do fluxo magnético por pólo é dado pela equação (5.56) (Gieras e Wing, 2002).

(5.56)

Para o cálculo deste fluxo é necessário calcular o passo polar ( ) e o comprimento da parcela do

enrolamento que atravessa o interior de cada ranhura ( ). Estes dois parâmetros são dados pelas

equações (4.43) e (5.57), respectivamente.

(5.57)

O número de ranhuras de cada estator ( ) é determinado de forma análoga ao descrito para os

motores de indução e de ímanes permanentes de fluxo axial (equação (4.7)). O número de condutores

por ranhura ( ) é dado pela equação (5.7) (de acordo com o método utilizado para o motor AC de

ímanes permanentes de fluxo axial).

Seguindo o mesmo procedimento utilizado para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial,

calculou-se a secção de cada ranhura do estator ( ) – assume-se um preenchimento de 40% pois

está-se a planear colocar cabos de cobre circulares no interior das ranhuras.

Ainda em relação às ranhuras do estator, é necessário definir a sua geometria. Assim, assume-se

que as ranhuras que constituem o estator da máquina têm a mesma geometria das ranhuras utilizadas

para o dimensionamento dos motores de indução e de ímanes permanentes de fluxo axial (figura 4.3).

As várias dimensões da ranhura são calculadas de acordo com as equações (5.13) a (5.18). No que se

refere à densidade de fluxo magnética nas partes mais fina e mais larga dos dentes do estator, o seu

cálculo é feito de acordo com as equações indicadas para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo

axial (equações (5.20) a (5.24)).

5.2.2.3 Dimensionamento da resistência do estator

A resistência de cada estator é dada pela equação (5.25), seguindo-se o mesmo procedimento

utilizado para o dimensionamento da resistência do estator do motor AC de ímanes permanentes de

fluxo axial.

5.2.2.4 Dimensionamento da reactância do estator

A reactância do estator é dada pelas equações (5.60) e (5.61), seguindo-se o mesmo procedimento

utilizado para o dimensionamento da reactância do estator do motor AC de ímanes permanentes de

58

fluxo axial. No entanto, existem algumas particularidades que distinguem o dimensionamento deste

motor do motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial (Gieras e Wing, 2002):

1. A espessura fictícia do entreferro ( ) é dada apenas pela soma da espessura do entreferro com

a espessura dos ímanes do rotor, e não pelo dobro deste valor (equação (5.58)) – esta diferença

deve-se às diferenças estruturais existentes entre os dois motores, pois o motor AC de ímanes

permanentes de fluxo axial anteriormente dimensionado é composto por dois estatores; já o

motor cilíndrico AC de ímanes permanentes que se está a dimensionar é composto por um só

estator;

2. O factor de saturação do circuito magnético é igual ao Coeficiente de Carter (equação (5.59)) –

o motor de ímanes permanentes de fluxo axial é caracterizado por um factor de saturação igual

ao Coeficiente de Carter elevado ao quadrado como resultado da sua constituição ter por base

dois estatores.

(5.58)

(5.59)

No que se refere às reactâncias síncronas segundo as componentes d e q, são dadas pelas equações

(5.60) e (5.61), respectivamente.

(5.60)

(5.61)

As reactâncias de reacção da armadura segundo os eixos d e q são calculadas recorrendo às

equações (5.43) e (5.44), tal como indicado para o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. No

entanto, as componentes d e q das reactâncias de reacção da armadura de motores AC de ímanes

permanentes de configuração cilíndrica são diferentes (pois ), sendo necessário calcular

previamente os factores de forma correspondentes (equações (5.62) e (5.63), respectivamente).

(5.62)

(5.63)

Assume-se que o parâmetro arco da ranhura (shoe arc) ( ) tem o valor de 0,5 (Gieras et al., 2004).

O parâmetro é dado pela seguinte equação:

(5.64)

59

5.2.2.5 Potências e binário do motor

O diagrama de blocos representativo do dimensionamento das potências e binário que caracteriza o

motor cilíndrico AC de ímanes permanentes é em tudo semelhante ao diagrama apresentado na figura

5.4:

1. A potência absorvida pelo estator é dado pela equação (5.46), onde corresponde ao

factor de potência e é assumido com o valor de 0,9;

2. A potência aparente absorvida pelo estator é dada pela equação (5.47) e a potência debitada

pelo motor é calculada recorrendo à equação (5.48);

3. As perdas totais (equação (5.51)) e a eficiência do motor (equação (5.52)) são calculadas tendo

por base as potências debitada e absorvida;

4. A potência electromagnética e o binário do motor são determinados com base nas equações

(5.50) e (5.53), respectivamente.





60

Tabela 5.6. Resultados obtidos para o dimensionamento do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, com base

na ferramenta computacional desenvolvida em Matlab.

Resultados obtidos para o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes

Diâmetro interno do estator [m] 0,08

Diâmetro externo do estator [m] 0,1

Comprimento activo do motor [m] 0,3

Número de condutores por fase 48




Reactância do estator [ ] 0,4

Resistência do estator [ ] 0,01

Reactância síncrona segundo o eixo d [ ] 0,3

Reactância síncrona segundo o eixo q [ ] 0,2

Reactância de reacção da armadura segundo o eixo d [ ] 0,1

Reactância de reacção da armadura segundo o eixo q [ ] 0,03

Potência activa total absorvida [W] 16666,7

Potência aparente total absorvida [VA] 18518,5

Potência total produzida [W] 15746,4


Binário [Nm] 68,4

Rendimento [%] 94,5

61

6 Simulação de motores de ímanes permanentes a aplicar no eixo de

duas rodas

Neste capítulo são apresentados os resultados obtidos através da simulação de motores cilíndricos

AC de ímanes permanentes para diferentes configurações dos ímanes, tendo estas simulações sido

efectuadas no software de elementos finitos FEMM. Pelas mesmas razões referidas para a simulação do

motor de indução, o problema em análise nesta secção diz respeito a um problema magnético não-

linear.

Na secção 6.1 apresenta-se a simulação do motor com rotor de ímanes permanentes exteriores e

na secção 6.2 apresenta-se a simulação do motor com rotor de ímanes permanentes localizados no

interior do rotor.

6.1 Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores

Para se efectuar a simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores, foi

necessário definir a sua geometria de forma análoga ao efectuado para o motor de indução (figura 6.1).

Uma vez definida a sua geometria, foi necessário definir os materiais que constituem o rotor, o estator,

os fios a colocar nas ranhuras do estator e os ímanes que estão acoplados ao rotor do motor. Os

materiais escolhidos foram os seguintes:

1. Aço M-19 para o núcleo do estator e do rotor;

2. Cobre 10-AWG para o fio dos condutores introduzidos nas ranhuras do estator;

3. Alnico 5 para os ímanes acoplados ao núcleo do rotor.

Figura 6.1. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software FEMM.

62

Relativamente ao material que constitui o núcleo do estator e do rotor do motor (aço M-19), a sua

curva característica está representada na figura 4.13. No que se refere ao material que constitui os

ímanes do rotor, a sua curva característica é dada pela figura 6.2. Optou-se por utilizar ímanes

permanentes de Alnico 5, pois esta é uma das ligas mais utilizadas na constituição de ímanes

permanentes aplicados em motores eléctricos (Gieras e Wing, 2002). As principais vantagens deste

material estão relacionadas com a sua elevada densidade de fluxo magnético remanescente, assim

como com os seus reduzidos coeficientes de temperatura – estas vantagens permitem obter elevadas

densidades de fluxo magnético no entreferro para elevadas temperaturas dos ímanes. No que se refere

a desvantagens, verifica-se que a sua curva de desmagnetização apresenta um carácter não linear –

consequentemente, o Alnico 5 é facilmente magnetizável e desmagnetizável.

Figura 6.2. Evolução do campo magnético B em função do campo H para o Alnico 5.

Após seleccionados todos os materiais constituintes do motor, definiram-se as condições de

fronteira necessárias a esta simulação. Pelas mesmas razões indicadas para o motor de indução,

também aqui é necessária apenas a condição de fronteira de Dirichlet (ficando assim confinadas as

linhas de campo magnético no interior do motor).

Posteriormente, impôs-se uma frequência de e corrente de . Na figura 6.3 apresenta-se a

distribuição das linhas de campo magnético obtida para estas condições de funcionamento.

63

Figura 6.3. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores obtida

através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de 60A.

De forma análoga ao referido para o motor de indução, as linhas de campo magnético seguem o

comportamento esperado (Danielsson e Leijon, 2007; Ombach e Junak, 2008) – as linhas de campo

distribuem-se simetricamente em cada pólo do motor. Adicionalmente, verifica-se que o sentido das

linhas de campo alterna entre pólos adjacentes.

Seleccionando apenas o estator do motor para análise, é possível analisar a sua distribuição de

campo H (figura 6.4).

Figura 6.4. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha.

Pelo estudo da figura 6.4 verifica-se que o campo H sofre um aumento perto da zona onde se

encontram as ranhuras do estator (note-se que os 0 cm correspondem ao diâmetro externo do estator).

Por comparação dos valores de pico da figura 6.4 com o gráfico da figura 4.13, verifica-se que estes

valores não estão na zona de saturação do aço utilizado para o núcleo de ferro do estator (tal como

verificado para o estator do motor de indução).

64

Seleccionando agora o rotor do motor, é também possível analisar a sua distribuição de campo H

(figura 6.5).

Figura 6.5. Evolução do campo H no rotor do motor, na secção indicada pela recta vermelha.

Pela análise conjunta da figura 6.5 e da figura 4.13, pode concluir-se que o rotor do motor cilíndrico

AC de ímanes permanentes exteriores não se encontra saturado quando a funcionar para uma

frequência de e uma corrente de , pois o campo H não excede o limiar de saturação que

caracteriza o material que o constitui (25000A/m).


do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores.

Tabela 6.1. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores no

software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor.

A B C

Corrente total [A] 60 -30+j51,9 -30-j51,9

Tensão [V] 24,1+j32,2 -37,2+j12,4 20,8-j46,2

Fluxo ligado [Wb] 0,1-j0,1 0,03+j0,1 -0,1-j0,07

Indutância [H] 0,002-j0,001 0,001-j0,001 0,002-j0,001




software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator.





Resultados

Enrolamentos

65


software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor.





6.2 Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior

do rotor

Para se efectuar a simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados

no seu interior, foi necessário definir a sua geometria de forma análoga ao efectuado anteriormente.

Este caso é em tudo semelhante ao motor simulado na secção anterior, com a diferença de a disposição

dos ímanes no rotor ser diferente (na secção 6.1. os ímanes localizavam-se na periferia do núcleo de

ferro do rotor, neste caso os ímanes encontram-se no interior do núcleo de aço do rotor) (ver figura

6.6). Os materiais e as condições de fronteira definidas para este motor são iguais ao descrito para o

motor cilíndrico AC de ímanes permanentes exteriores.

Figura 6.6. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes interiores representado no software FEMM.

De forma análoga ao efectuado anteriormente anterior, impôs-se uma frequência de e

corrente de . Na figura 6.7 apresenta-se a distribuição das linhas de campo magnético obtida.

66

Figura 6.7. Distribuição de campo magnético no motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior

do rotor obtida através da simulação electromagnética no software FEMM à frequência de 50Hz e com corrente de

60A.

De forma análoga ao referido para o motor de indução, as linhas de campo magnético seguem o

comportamento esperado (Danielsson e Leijon, 2007; Ombach e Junak, 2008) – as linhas de campo

distribuem-se simetricamente em cada pólo do motor. Adicionalmente, verifica-se que o sentido das

linhas de campo alterna entre pólos adjacentes.

Na figura 6.8 está representada a distribuição de campo H no estator do motor em análise.

Figura 6.8. Evolução do campo H no estator do motor, na secção indicada pela recta vermelha.

Pela figura 6.8, verifica-se que o campo H sofre um aumento perto da zona onde se encontram as

ranhuras do estator (note-se que os 0 cm correspondem ao diâmetro externo do estator). Por

comparação dos valores de campo H da figura 6.8 com o gráfico da figura 4.13, verifica-se o estator do

motor não se encontra saturado, pois o campo H não excede os 15000A/m (e o aço M-19 apresenta um

67

limiar de saturação de 25000A/m). A mesma análise efectuada para o núcleo do rotor permitiu retirar as

mesmas conclusões.

Na figura 6.9 está agora representada a distribuição de campo H num dos ímanes permanentes do

motor em análise. Verifica-se que o íman encontra-se saturado – o campo H dentro do íman atinge

valores superiores ao limiar de saturação que caracteriza o Alnico 5 (de acordo com a figura 6.2) (note-

se que os 0 cm correspondem ao diâmetro interno do rotor).

Figura 6.9. Evolução do campo H num dos ímanes permanentes do motor, na secção indicada pela recta vermelha.


do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no interior do rotor.

Tabela 6.4. Resultados obtidos através da simulação do motor cilíndrico AC de ímanes permanentes localizados no

interior do rotor no software FEMM, relativos aos enrolamentos do motor.

A B C

Corrente total [A] 60 -30+j51,9 -30-j51,9

Tensão [V] 5,6+j68,6 -100,7-j12,2 98,4-j61,6

Fluxo ligado [Wb] 0,2-j0,01 -0,04+j0,3 -0,2-j0,3

Indutância [H] 0,004-j0,002 0,005-j0,002 0,006




interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do estator.





Resultados

Enrolamentos

68


interior do rotor no software FEMM, relativos ao núcleo de ferro do rotor.





69

7 Conclusões e desenvolvimentos futuros

Neste capítulo são apresentadas as principais conclusões deste estudo (secção 7.1), assim como

desenvolvimentos futuros relevantes nesta área (secção 7.2).

7.1 Conclusões

Nesta tese foi feito um estudo de motores alternativos para aplicação em veículos eléctricos.

Actualmente existem várias opções, havendo necessidade de estabelecer vantagens e desvantagens

associadas à utilização de cada tipo de motor eléctrico. Assim sendo, esta tese veio dar resposta a essa

necessidade, tendo-se efectuado uma comparação dos motores mais utilizados em veículos eléctricos.

Concluído o estudo de motores eléctricos alternativos, efectuou-se a análise de dois dos principais

tipos de motor utilizados para aplicação em veículos eléctricos: motor de indução e motor AC de ímanes

permanentes. Esta análise reveste-se de grande importância, pois servirá de base para o futuro

desenvolvimento de novos motores para aplicação num veículo eléctrico comercial para utilização em

percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento). Para proceder a esta análise, efectuaram-se dois estudos: (1)

dimensionamento; e (2) simulação dos motores.

Tendo em vista o dimensionamento destes motores, desenvolveu-se uma ferramenta

computacional no software Matlab para esse fim. Esta ferramenta representa uma mais-valia desta

tese, pois poderá servir de base para futuros dimensionamentos. Adicionalmente, derivado à sua

simplicidade de construção, pode ser facilmente melhorada com o objectivo de permitir efectuar

dimensionamentos mais completos dos vários motores eléctricos.

Efectuado o dimensionamento dos três tipos de motores eléctricos estudados nesta tese (motor de

indução, motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial e motor cilíndrico AC de ímanes

permanentes), é possível concluir que o motor mais atractivo para aplicação num veículo eléctrico

comercial será o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial. Isto porque, dadas as características

impostas para o motor que se pretende construir para futura aplicação num veículo eléctrico comercial

(FIAT Elletra Seicento), este é o motor com binário mais elevado ( Nm), assim como com um

elevado rendimento ( %). Adicionalmente, tratando-se de um motor com comprimento

tipicamente reduzido, binário elevado e número de rotações reduzido (um terço das rotações que

caracterizam o motor de indução e o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes dimensionados), é

possível efectuar o seu acoplamento directo às rodas do veículo. Tal como referido anteriormente, este

tipo de colocação apresenta várias vantagens, entre as quais uma eliminação de perdas mecânicas

(devido a inexistência de um sistema de engrenagens a estabelecer a ligação entre as rodas e o motor)

e, consequentemente, um aumento do rendimento do veículo.

70

Apesar de se considerar que o motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial é aquele que reúne

melhores condições para aplicação em veículos eléctricos (devido às suas características e possibilidade

de acoplamento directo às rodas do veículo), verifica-se que o motor cilíndrico AC de ímanes

permanentes apresenta um rendimento superior. No entanto, como apresenta um binário inferior, um

elevado número de rotações e dimensões elevadas, o seu acoplamento directo às rodas do veículo não

é possível.

Com base na comparação dos resultados obtidos através do dimensionamento dos três tipos de

motores eléctricos referidos, é possível retirar algumas conclusões adicionais:

1. Tendo como critério o rendimento, o motor mais atractivo para futura aplicação em

veículos eléctricos seria o motor cilíndrico AC de ímanes permanentes, uma vez que o seu

rendimento é claramente superior ao dos restantes dois motores ( %). De acordo

com Gieras e Wing (2002), Nanda e Kar (2006) e Xue et al. (2008), seria de esperar que o

rendimento deste tipo de motor fosse superior ao rendimento do motor de indução,

derivado à presença de ímanes permanentes no rotor (nestas condições, as perdas são

muito reduzidas e estão relacionadas com as variações que se verificam na relutância do

entreferro, sendo estas variações originadas pela passagem do rotor pelos dentes do

estator);

2. Tendo como critério o binário, o motor mais atractivo seria o motor AC de ímanes

permanentes de fluxo axial, tal como sugerido por Gieras et al. (2004) – este tipo de

motores é caracterizado por uma elevada densidade de binário, o que se verificou a partir

do dimensionamento efectuado.

No que se refere à ferramenta computacional desenvolvida no software Matlab, esta permite

dimensionar diferentes tipos de motores de eléctricos de forma simples e rápida. Dada a simplicidade

da ferramenta, qualquer utilizador a poderá utilizar sem qualquer dificuldade, desde que tenha acesso

aos dados de entrada pedidos pela ferramenta. No entanto, existem também algumas limitações que

devem ser consideradas pelo utilizador:

1. Os motores a dimensionar deverão possuir refrigeração a ar;

2. Os motores deverão funcionar a uma frequência nominal de 50/60Hz;

3. A potência dos motores a dimensionar deverá ser inferior a 100kW.

Concluída a fase de dimensionamento, efectuou a simulação recorrendo ao software FEMM dos

seguintes motores: motor de indução, motor cilíndrico AC de ímanes permanentes externos e motor

cilíndrico AC de ímanes permanentes internos. Estas simulações revestem-se de grande importância

pois permitem avaliar o desempenho dos motores dimensionados para diferentes condições de

funcionamento (consoante as condições que o utilizador queira impor).

No que se refere a estas simulações, é possível retirar algumas conclusões:

1. As linhas de campo magnético obtidas para os motores dimensionados estão

simetricamente distribuídas em cada pólo, tal como seria de esperar;

71

2. O material escolhido para os núcleos do estator e do rotor do motor (Aço M-19)

representa uma boa escolha, devido a este material não saturar quando os motores

(todos os motores simulados) estão a funcionar nas suas condições nominais (50Hz de

frequência e corrente de 60A).

Após todas as simulações e dimensionamentos efectuados, conclui-se que o software FEMM

representa uma ferramenta importante para complementar a fase de dimensionamento de cada motor.

Esta importância deve-se ao facto deste software possibilitar a verificação do desempenho dos motores

anteriormente dimensionados quando se impõem diferentes condições de funcionamento.

7.2 Desenvolvimentos futuros

No que se refere a trabalhos futuros, esta tese pretende servir de ponto de partida para a futura

concepção dos vários motores analisados, assim como para a sua futura aplicação num veículo eléctrico

comercial para utilização em percursos citadinos (FIAT Elletra Seicento).

Tendo-se desenvolvido uma ferramenta computacional (em software Matlab) para

dimensionamento dos três tipos de motores eléctricos em estudo nesta tese, sugere-se o seu

aperfeiçoamento, assim como melhoramento da interface gráfica com o utilizador. A ferramenta deverá

também incluir a análise do comportamento térmico do motor.

Após ter-se efectuado as simulações dos dois motores cilíndricos AC de ímanes permanentes com

diferentes configurações de ímanes nos rotores à frequência de 50Hz e corrente de 60A, concluiu-se que

o material utilizado para os ímanes permanentes (Alnico 5) entrava em saturação. Posto isto, seria

interessante verificar o funcionamento destes motores utilizando outros tipos de materiais para os

ímanes permanentes, analisando assim o efeito que estes materiais teriam no desempenho destes

motores.

72

73

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76

77

Anexo A. Manual de utilização da ferramenta desenvolvida para o

dimensionamento de motores eléctricos a aplicar em veículos eléctricos

Tendo por objectivo permitir ao utilizador efectuar o rápido dimensionamento de diferentes tipos

de motores eléctricos para aplicação em veículos eléctricos, desenvolveu-se a ferramenta apresentada

neste capítulo. Esta ferramenta foi desenvolvida recorrendo ao software Matlab.

Para utilizar a ferramenta desenvolvida, o utilizador deverá ter instalada no seu computador uma

versão recente do software Matlab. Para iniciar o dimensionamento, o utilizador deverá executar o

software Matlab e colocar no campo Current Directory o caminho para a pasta onde se encontra o

ficheiro Dimensionamento_motores.m. Posteriormente, deverá introduzir o nome deste ficheiro na

linha de comandos do Matlab. Após esta introdução aparecerá a janela apresentada na figura A.1.

Figura A.1. Figura ilustrativa do aspecto da janela de selecção do motor a dimensionar.

Nesta janela o utilizador tem a possibilidade de seleccionar qual o motor que pretende

dimensionar. Tal como se pode verificar pela figura A.1, são dadas três opções: (1) motor de indução; (2)

motor AC de ímanes permanentes cilíndrico; e (3) motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial.

Nas secções seguintes são descritos em detalhe todos os passos necessários para o

dimensionamento de cada um dos três tipos de motores.

A.1. Dimensionamento de um motor de indução

Uma vez seleccionado o dimensionamento de um motor de indução, é pedido ao utilizador que

introduza os vários dados de entrada necessários a este dimensionamento (ver figura A.2).

78

Figura A.2. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor de indução.

Tal como se pode verificar pela figura A.2, a janela apresentada disponibiliza valores pré-definidos

para os vários dados de entrada. O utilizador poderá aceitar estes valores, ou alterá-los de acordo com o

dimensionamento que pretender efectuar, tendo sempre em atenção as medidas indicadas para cada

dado de entrada. Após introduzidos todos os valores, o utilizador deverá clicar no botão OK obtendo de

imediato os valores dos principais parâmetros do motor de Indução dimensionado. A apresentação

destes resultados terá o aspecto indicado na figura A.3.

Figura A.3. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor de indução.

79

A.2. Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes cilíndrico

De forma análoga ao explicado na secção anterior, o dimensionamento de um motor AC de ímanes

permanentes cilíndrico inicia-se com a introdução dos dados de entrada apresentados na figura A.4.

Figura A.4. Aspecto da janela dos dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de ímanes

permanentes cilíndrico.

Novamente, o utilizador poderá manter os valores pré-definidos da ferramenta ou alterar de acordo

com o dimensionamento que pretende efectuar. Os resultados do dimensionamento deste tipo de

motor têm o aspecto apresentado na figura A.5.

80

Figura A.5. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de ímanes

permanentes cilíndrico.

A.3. Dimensionamento de um motor AC de ímanes permanentes de fluxo axial

Seguindo os mesmos passos descritos nas secções anteriores, o utilizador deverá alterar ou manter

os dados de entrada pedidos pela ferramenta (figura A.6).

Figura A.6. Aspecto da janela de dados de entrada necessários ao dimensionamento do motor AC de ímanes

permanentes de fluxo axial.

81

Os resultados deste dimensionamento são em tudo semelhantes aos resultados obtidos para o

dimensionamento dos motores anteriormente descritos (figura A.7).

Figura A.7. Aspecto da apresentação dos resultados obtidos do dimensionamento do motor AC de ímanes

permanentes de fluxo axial.

De notar que caso o utilizador pretenda alterar o motor a dimensionar, é lhe dada a possibilidade

de cancelar o dimensionamento. Para isso, o utilizador deverá clicar no botão Cancelar disponibilizado

nas janelas apresentadas nas figuras A.2, A.4 e A.6 (consoante o dimensionamento em questão). Nesta

situação, o utilizador terá que voltar a introduzir o nome do ficheiro Dimensionamento_motores.m na

linha de comandos do software Matlab e seguir os passos descritos nas secções anteriores.

82

83

Anexo B. Manual de utilização dos ficheiros construídos para

simulação de motores eléctricos a aplicar em veículos eléctricos

Com o intuito de efectuar a simulação de alguns dos motores eléctricos anteriormente

dimensionados, construíram-se diferentes ficheiros utilizando o software de simulação FEMM. Assim,

simulou-se o funcionamento dos seguintes dois motores: (1) motor de indução com rotor em gaiola de

esquilo; e (2) motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes. No que se refere ao segundo

motor, foram efectuadas duas simulações distintas assumindo diferentes localizações para os ímanes:

(1) ímanes exteriores; e (2) ímanes localizados no interior do rotor. Assim sendo, construíram-se três

ficheiros .fem cuja utilização requer que o utilizador tenha instalada no seu computador uma versão

recente do software FEMM.

De seguida descrevem-se todos os passos necessários para a correcta utilização destes ficheiros.

B.1. Simulação do motor de indução

Para iniciar a simulação do motor de indução, o utilizador deverá executar o software FEMM e abrir

o ficheiro Motor_de_Indução.fem através do separador File -> Open. De seguida, aparecerá na janela do

software o desenho do motor de indução (figura B.1).

Figura B.1. Motor de indução representado no software FEMM.

Posteriormente, o utilizador poderá efectuar alterações no desenho do motor através dos botões

da barra horizontal que se encontra na parte superior da figura B.1. Para além de alterações na

estrutura do motor, o utilizador poderá também alterar as definições do problema que se está a tratar

recorrendo ao separador Problem. Ao seleccionar este separador, aparecerá uma nova janela com

vários campos, onde o utilizador poderá modificar os valores dos principais parâmetros: (1) Frequência

84

de funcionamento (Frequency (Hz)); (2) Profundidade do motor (Depth); (3) Precisão dos resultados

(Solver Precision).

Após todas a modificações efectuadas, o utilizador deverá construir a malha do problema clicando

no botão Run Mesh Generator ( ). De seguida, o utilizador deverá efectuar a simulação do problema

clicando no botão Run analysis ( ) e, posteriormente, poderá visualizar os resultados da simulação do

problema seleccionando o botão View Results ( ). Estes resultados serão apresentados de acordo com

o aspecto apresentado na figura B.2.

Figura B.2. Resultados da simulação efectuada para o motor de indução no software FEMM.

B.2. Simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores

Para efectuar a simulação do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores, tal

como já foi referido anteriormente, o utilizador deverá executar o software FEMM e abrir o ficheiro

Cilindrico_Imanes_Periferia.fem através do separador File -> Open. De seguida, aparecerá na janela do

software o desenho do motor (figura B.3).

Figura B.3. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores representado no software FEMM.

85

Posteriormente, o utilizador poderá efectuar alterações ao desenho do motor, bem como alterar as

principais definições do problema. Para efectuar a simulação o utilizador deverá seguir os mesmos

passos descritos na secção anterior. Na figura B.4 apresenta-se o aspecto dos resultados da simulação

do motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes exteriores.

Figura B.4. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes

exteriores no software FEMM.

B.3. Simulação do motor AC cilíndrico com rotor de ímanes permanentes localizados

no interior do rotor

De forma análoga ao já descrito anteriormente, para o utilizador efectuar a simulação do motor

cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior, deverá em primeiro lugar

executar o software FEMM e abrir o ficheiro Cilindrico_Imanes_Interior.fem através do separador File ->

Open. De seguida, aparecerá na janela do software o desenho do motor (figura B.5).

Figura B.5. Motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes localizados no interior representado no software

FEMM.

86

Tal como já foi referido, posteriormente à abertura do ficheiro o utilizador poderá proceder à

alteração do desenho do motor bem como das principais definições do problema. De seguida o

utilizador poderá simular e visualizar os resultados obtidos de forma idêntica ao explicado para os casos

anteriores.

Figura B.6. Resultados da simulação efectuada para o motor cilíndrico AC com rotor de ímanes permanentes

localizados no seu interior no software FEMM.

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