( PDF ) Célula de comutação de três estados aplicada ao pré-regulador boost de estágio único e elevado fator de potência

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UNIVERSIDADE ESTADUAL PAULISTA “Júlio de Mesquita Filho”

FACULDADE DE ENGENHARIA - CAMPUS DE ILHA SOLTEIRA

PÓS-GRADUAÇÃO EM ENGENHARIA ELÉTRICA

Célula de Comutação de Três Estados

Aplicada ao Pré-regulador Boost de Estágio

Único e Elevado Fator de Potência

THIAGO NAUFAL SANTELO

Orientador:

Prof. Dr. Falcondes José Mendes de Seixas

Co-orientador

Dr Grover Victor Torrico Bascopé

Dissertação submetida à Universidade Estadual

Paulista como parte dos requisitos para a

obtenção do grau de Mestre em Engenharia

Elétrica.

Ilha Solteira, setembro de 2006.

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À toda minha família, meu pai Izenor, minha mãe Zelinda e

aos meus irmãos Matheus e Thais. Com suporte, carinho e

respeito tornaram possível a conquista do título de mestre.

Dedico-lhes com todo amor e carinho.

À minha namorada Camila, pelo carinho, pelos incentivos e

pela força, que nos momentos mais importantes da

conclusão de todo o processo do mestrado me foi

fundamental.

AGRADECIMENTOS

Agradeço primeiramente à Deus, por estar sempre ao meu lado, nos momentos de

dificuldade e de realizações.

Agradeço à CAPES, com a valiosa ajuda financeira.

Agradeço à empresa que trabalho, Rebière Ingredientes Alimentícios, por me conceder

dias para dedicar a conclusão deste trabalho.

Agradeço ao meu orientador, professor Falcondes, que com sua modéstia e

conhecimento, me conduziu com competência, dedicação e respeito tornando a realização

deste trabalho, bem mais qualificada e prazerosa.

Ao professor Fabio Toshiaki, que amigavelmente durante todo período, teve sua

colaboração fundamental, tanto na elaboração e implementação laboratorial do projeto,

quanto na composição deste documento.

Ao meu co-orientador Grover que colaborou com suas informações decisivas desde o

inicio à finalização deste trabalho.

Ao professor Canesin que solidariamente abriu espaço no LEP, permitindo o uso do

laboratório para implementação de meu projeto.

Aos funcionários do Departamento de Engenharia Elétrica, Deoclécio e Beto, pelo

suporte técnico computacional prestado.

Aos funcionários do Laboratório de Engenharia Elétrica, Adílson, Aderson e Chaves,

pela disposição e pelo auxilio prestado durante a implementação do projeto.

Aos companheiros do Laboratório Vinícius, Juan, Jurandir e Flávio que

amigavelmente contribuíram nessa jornada.

Aos familiares e amigos que, mesmos a distância, contribuíram para a realização deste

trabalho.

SUMÁRIO

AGRADECIMENTOS _______________________________________________________ 4

RESUMO _________________________________________________________________ 7

ABSTRACT _______________________________________________________________ 8

Capítulo 1

Introdução ________________________________________________________________ 9

Capítulo 2

Topologias de Conversores CC-CC PWM Gerados com Células de Comutação ________ 15

2.1 – Célula de Comutação de Dois Estados_____________________________________ 15

2.2 – Análise da Eficiência da Célula de Comutação______________________________ 17

2.3 – Célula de Comutação de Três Estados_____________________________________ 18

2.4 – Definição de Transferência de Potência, Célula do Conversor e Geração de

Topologias _______________________________________________________________ 23

2.5 – Considerações Finais __________________________________________________ 25

Capítulo 3

Conversores Boost Obtidos Através da Célula “B” – Análises Qualitativa e Simulações _ 26

3.1 – Introdução___________________________________________________________ 26

3.2 - Operação com Razão Cíclica Menor que 0,5 (0 < D < 0,5)_____________________ 26

3.3 - Operação com Razão Cíclica Maior que 0,5 (0,5 < D < 1) _____________________ 41

3.4 – Ganho Estático Característica de Saída Total_______________________________ 56

3.5 – Considerações Finais __________________________________________________ 58

Capítulo 4

Retificador Pré-regulador do Fator de Potência em Estágio Único de Processamento de

Energia__________________________________________________________________ 60

4.1 – Introdução___________________________________________________________ 60

4.2 - Correção Ativa do Fator de Potência Utilizando a Célula de Comutação de Dois

Estados __________________________________________________________________ 61

4.3 - Correção Ativa do Fator de Potência Utilizando a Célula de Comutação de Três

Estados __________________________________________________________________ 63

4.4 – Considerações Finais __________________________________________________ 71

Capítulo 5

Controle da Corrente de Entrada por Valores Médios Instantâneos__________________ 72

5.1 – Introdução___________________________________________________________ 72

5.2 – Variação da Razão Cíclica ______________________________________________ 73

5.3 – Estratégia de Controle e Técnica de Modulação_____________________________ 74

5.4 – Estudo do Controle do Conversor ________________________________________ 75

5.5 - Circuito Integrado de Controle e Comando do Conversor _____________________ 83

5.6 – Circuito Gerador de Sinais Dentes de Serra ________________________________ 84

5.7 – Considerações Finais __________________________________________________ 85

Capítulo 6

Procedimento de Projeto e Resultados Experimentais_____________________________ 86

6.1 - Procedimento e Exemplo de Projeto_______________________________________ 86

6.2 – Resultados Experimentais______________________________________________ 100

6.3 – Considerações Finais _________________________________________________ 106

CONCLUSÕES FINAIS ___________________________________________________ 107

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS ________________________________________ 110

Anexo – A

Geração da Família de Conversores CC-CC PWM com Células de Comutação de Três

Estados _________________________________________________________________ 112

A.1 - Introdução__________________________________________________________ 112

A.2 - Obtenção da Célula “A” e as Três Topologias Básicas_______________________ 113

A.3 – Obtenção da Célula “B” e as Três Topologias Básicas ______________________ 114

A.4 – Obtenção da Célula “C” e as Três Topologias Básicas ______________________ 116

A.5 – Obtenção da Célula “D” e as Três Topologias Básicas ______________________ 118

A.6 – Obtenção da Célula “E” e as Três Topologias Básicas ______________________ 119

Resumo da dissertação apresentada à UNESP/FEIS como parte dos requisitos para a

obtenção do grau de Mestre em Engenharia Elétrica.

Célula de Comutação de Três Estados Aplicada ao Pré-regulador

Boost de Estágio Único e Elevado Fator de Potência

Thiago Naufal Santelo

Setembro/2006

Orientador: Professor Falcondes José Mendes de Seixas, Dr. Eng.

Co-orientador: Grover V. Torrico Bascopé, Dr. Eng.

Palavras-chave: Conversor boost, célula de comutação de três estados, correção ativa do fator

de potência, estágio único.

Número de páginas: 121.

RESUMO: Este trabalho apresenta um novo conversor PWM monofásico CA-CC,

com um único estágio de retificação e correção do fator de potência, utilizando a célula de

comutação de três estados. É demonstrado o conversor proposto empregando duas destas

células, em substituição as configurações convencionais de duplo estágio, um estágio

retificador e outro pré-regulador.

A célula de comutação de três estados é composta basicamente por dois interruptores

ativos, dois passivos e dois indutores acoplados magneticamente. A topologia desta célula

permite que apenas metade da potência de entrada seja processada pelos interruptores ativos,

reduzindo assim a corrente de pico sobre estes à metade do valor da corrente de pico da

entrada, tornando importante para aplicações em potências mais elevadas.

O volume dos elementos reativos (indutores e capacitores) é reduzido, pois, por

características topológicas, a freqüência da ondulação da corrente e da tensão é o dobro da

freqüência de operação dos interruptores, sendo assim, possível operar o conversor com

menores freqüências, diminuindo consequentemente as perdas na comutação.

As perdas totais são distribuídas entre todos semicondutores, facilitando a dissipação

de calor. O paralelismo dos interruptores é muito atraente para a configuração do circuito

estudado, possibilitando o uso de interruptores mais baratos. Outra vantagem é possuir uma

menor faixa de operação na região de descontinuidade, ou seja, a faixa de operação no modo

de condução contínua é ampliada.

É realizado um estudo do conversor boost CC-CC operando com razão cíclica (0 < D

< 0,5) e (0,5 < D < 1). Em seguida este conversor é empregado, operando em toda faixa de

variação da razão cíclica (0 ≤ D ≤1), no conversor CA-CC de estágio único. O circuito do

conversor em questão funciona em malha fechada utilizando o circuito integrado UC3854

para realizar o controle em modo de condução contínua por valores médios instantâneos da

corrente de entrada. Além de toda a análise matemática e desenvolvimento através de

simulação digital, um protótipo de 1kW foi implementado e testado em laboratório. Os

principais resultados experimentais estão apresentados e discutidos neste trabalho.

Abstract of Dissertation presented to UNESP/FEIS as a partial fulfillment of the

requirements for the degree of Master in Electrical Engineering.

The Three-State Switching Cell Applied in the Pre-regulator

Boost of Single-Stage and High Power Factor

Thiago Naufal Santelo

September/2006

Advisor: Professor Falcondes José Mendes de Seixas, Dr. Eng.

Co-advisor: Grover V. Torrico Bascopé, Dr. Eng.

Keywords: Boost Converter, three-state switching cell, power factor correction, single-stage.

Number of pages: 121.

ABSTRACT: This work presents a new AC-to-DC PWM single-phase converter, with only

one stage including rectification and power factor correction, using the three-state switching

cell. It is demonstrated the proposed converter using two of these cells, instead of the

conventional configurations that use a rectifier stage and a high-frequency pre-regulator.

The three-state switching cell comprises two active switches, two diodes and two

coupled inductors. In this topology only part of the input energy is processed by the active

switches, reducing the peak current in these switches in a half of the peak value of the input

current, making this topology suitable to the operation in larger power levels.

The volume of the power reactive elements (inductors and capacitors) is also decreased

since the ripple frequency on the output is twice the switching frequency. For a smaller

operating frequency, the switching losses are decreased. Due to the topology of the converter,

the total losses are distributed among all semiconductors, facilitating the heat dissipation. The

parallelism of switches is very attractive for the studied configuration, facilitating the use of

cheaper switches. Another advantage of this converter is the smaller region to operate in

discontinuous conduction mode or, in other words, the operation range in continuous

conduction mode is enlarged.

It is developed a study of the DC-to-DC boost converter operating with duty (0 < D <

0,5) and (0,5 < D < 1). Then, this converter was used in full variation range of the duty-cycle

(0 < D < 1) in the AC-to-DC single-stage converter. The circuit of this issue converter works

with a feedback control line using the integrated circuit UC3854 to do the control in

continuous conduction mode for input current with instantaneous average mode. Besides the

mathematical analysis and development through digital simulation, a prototype of 1kW was

implemented and tested at laboratory. The main experimental results are presented and

discussed in this work.

Thiago Naufal Santelo - 2006

CAPÍTULO 1

NTRODUÇÃO

Uma diversidade de produtos que utilizam fontes de alimentação chaveadas de baixa,

média e alta potência está difundida em meio à atual modernidade. Entre esses produtos,

incluem controladores de calor, controladores de iluminação, fontes de alimentação de

aparelhos eletrônicos, acionamentos elétricos, sistemas de propulsão de veículos e sistemas de

transmissão de corrente contínua de alta tensão (HVDC).

Neste contexto, a Eletrônica de Potência tem desempenha um papel importante no

desenvolvimento de novas tecnologias, ela é essencial para que novos produtos possuam

qualidade na transformação energética.

Qualidade de transformação de energia elétrica requer equipamentos que se

caracterizam por apresentar alto fator de potência e baixas taxas de distorção harmônica de

tensão e corrente.

Na atualidade, os conversores CC-CC e CA-CC, modulados por largura de pulso

(PWM), são amplamente utilizados na conversão de energia. A aplicação de conversores tem

sido difundida na utilização de fontes de alimentação para uma diversidade de sistemas

eletrônicos, sistemas de energia para telecomunicações, sistemas de utilização de energia

solar, acionamento elétrico de motores CC, sistemas de energia para satélites e embarcações.

Também são aplicados freqüentemente como blocos modulares básicos em outros sistemas de

conversão de energia. São ilimitadas as aplicações, em especial com as tendências atuais no

desenvolvimento dos dispositivos de potência e os microprocessadores.

Para uma eficiente transmissão de energia da fonte para a carga, é desejável maximizar

a potência média, com a minimização dos valores eficazes de tensão e corrente, portanto,

minimizando-se as perdas. O fator de potência (FP) é a figura de mérito que avalia quanto

eficiente é o aproveitamento de energia. Ele é definido como sendo a potência média dividido

pela multiplicação da tensão eficaz pela corrente eficaz. Está associado à redução do FP o

defasamento angular entre a tensão e a corrente e a distorção harmônica.

A distorção harmônica pode ser considerada como sendo devida à presença de

componentes senoidais de amplitudes diferentes da fundamental, na forma de onda da tensão

ou corrente da rede de alimentação, adicionando-se assim, deformações importantes nestas

formas de onda. Estas deformações reduzem o FP, reduzindo também a eficiência no

Thiago Naufal Santelo - 2006

aproveitamento da energia, devido ao aumento do valor eficaz da tensão e da corrente, porém,

sem aumentar a potência que realiza trabalho, ou seja, a potência ativa ou média.

A correção ativa de fator de potência trata da minimização da distorção harmônica

total (DHT), em conjunto com o alinhamento das fases das formas de onda de tensão e

corrente.

Diversas pesquisas no sentido de minimizar a DHT de corrente na rede de alimentação

são realizadas, minimizando os vários efeitos danosos que os harmônicos de freqüências

superiores à fundamental causam no sistema elétrico. Entre esses efeitos, destacam-se:

- Aumento das perdas nos transformadores;

- Aumento do aquecimento em motores e geradores;

- Maior possibilidade de ressonância em circuitos com capacitores;

- Aumento das perdas por aquecimento nos cabos de alimentação, redução da

capacidade de condução deles, causado pelo efeito pelicular;

- Ruídos em equipamentos eletrônicos, afetando o funcionamento normal;

- Desvio na leitura em equipamentos de medição;

- Operação inadequada de fusíveis e relés de proteção.

No sentido de aumentar a eficiência na conversão energética, a correção ativa é

empregada também para permitir redução de volume e peso dos retificadores, bem como para

a obtenção de formas de onda de corrente de entrada com baixo conteúdo harmônico

reduzido.

As principais fontes de distorção harmônica no sistema industrial são os retificadores

controlados ou não, com cargas indutivas, reatores controlados a tiristores (RCT), fornos a

arco e retificadores com filtro capacitivo.

Na conversão da energia elétrica de corrente alterna (CA) em corrente contínua (CC),

a forma mais comumente encontrada nas fontes de alimentação é a topologia formada por um

retificador a diodo seguido de um filtro capacitivo. Este sistema carrega o capacitor de saída,

que alimenta a carga, de maneira intermitente, gerando uma corrente pulsada na entrada do

conversor. Este processo gera um elevado conteúdo harmônico na corrente de entrada,

resultando assim, em um baixo fator de potência (entre 0,6 e 0,7).

Existem normas que regulamentam tanto o fator de potência total como as taxas de

distorção harmônica e as amplitudes harmônicas individuais. As mais conhecidas são a

nacional – Portaria DNAEE 1569 de 23 de dezembro de 1993 e as internacionais – IEC,

Thiago Naufal Santelo - 2006

International Electrotechnical Commission Standard 61000-3-2 e a IEEE/ANSI Standard

519.

A topologia bastante empregada para corrigir fator de potência consiste em um

retificador a diodos em ponte completa no estágio de entrada, seguido de um conversor boost,

como mostrado na Fig. 1.l(a). As perdas de condução são significantes porque a corrente

sempre flui simultaneamente por três semicondutores de potência, dois deles são diodos de

baixa freqüência, e o outro, dependendo da etapa de operação, é um interruptor controlado

(MOSFET, por exemplo) ou um diodo, operados em elevadas freqüências.

Neste trabalho, a pesquisa é direcionada ao estudo da célula de comutação de três

estados para empregá-la em um conversor PWM CA-CC Boost pré-regulador do fator de

potência [1], com controle por valores médios instantâneos e em estágio único de

processamento de energia [2,3].

O circuito mostrado na Fig. 1.1(b) e apresentado nas referências [2,3], é um conversor

CA-CC boost em estágio único de retificação e pré-regulação do fator de potência com célula

de comutação de dois estados. Ele opera com perdas de condução menores que o circuito

mostrado na Fig. 1.1(a), isto porque, a corrente flui simultaneamente sempre por dois

semicondutores, ao invés de três. Nota-se também neste circuito que há uma substituição dos

pares D1, D3 e D2, D4 por uma célula de comutação simples (de dois estados), que é

composta de um interruptor passivo (diodo), e um interruptor ativo (MOSFET). Entre os

terminais a-b há um ramo com características de fonte de tensão (ramo capacitivo - Co), e no

terminal c, está conectado um ramo com características de fonte de corrente (ramo indutivo –

L1). A formação do conversor é possível devido à teoria de formação dos conversores CC-CC

estudada nas referências [4, 5, 6].

D4D3

aa'

(a) (b)

Fig. 1.1 – (a) Sistema com retificador de entrada, seguido do conversor boost clássico. (b) Sistema

com estágio único de retificação e conversor boost com duas células de comutação de dois estados.

A Fig. 1.2 mostra o conversor que é proposto neste trabalho com estágio único,

empregando a célula de comutação de três estados, definida como célula B, [1, 7-11]. Este

Thiago Naufal Santelo - 2006

conversor comparado com o da Fig. 1.1(b), caracteriza-se por apresentar as seguintes

vantagens:

• O dobro da freqüência de comutação dos interruptores nos elementos reativos, como

conseqüência, o peso e o volume são reduzidos;

• A circulação de corrente pelos semicondutores se reduz à metade num projeto que

contenha a mesma tensão e potência de saída;

• A distribuição do calor proveniente dos semicondutores é mais uniforme e eficiente

no dissipador, pois as perdas são distribuídas entre eles;

• Parte da potência de entrada é transferida diretamente à carga (saída) através dos

transformadores, sem ser processada pelos interruptores controlados, assim, as perdas

em condução e em comutação tornam-se menores.

M4M1 M2

Fig. 1.2 – Conversor proposto com estágio único de retificação empregando o conversor Boost e a

célula de comutação de três estados.

Diante dessas características do conversor e da célula de comutação de três estados o

paralelismo da célula de comutação torna seu uso atrativo, visto que, em caso da necessidade

de processar níveis elevados de potência, é possível usar interruptores de potência mais

baratos [12-17].

Mesmo utilizando interruptores controlados mais modernos (MOSFET e IGBT) com

baixa resistência em condução, com operação em freqüências elevadas (dezenas de kHz) e

com boas características qualitativas, como baixas capacitâncias intrínsecas e baixo tempo de

recuperação reversa, pesquisadores da área buscam técnicas para melhorar ainda mais a

eficiência energética dos conversores de potência. A procura se estende pela redução de peso

e volume dos elementos reativos, indutores e capacitores. A ação de elevar a freqüência e

Thiago Naufal Santelo - 2006

aumentar a densidade energética deteriora o rendimento das chaves de potência, submetendo-

as à fadiga.

Ainda com a elevação da freqüência de chaveamento, surgem às indutâncias parasitas

das trilhas do circuito e dos transformadores, assim como, as capacitâncias de junção dos

semicondutores, afetam de maneiras significativas o desempenho do conversor.

Os efeitos das indutâncias parasitas são evidenciados no bloqueio (indutivo),

ocorrendo picos elevados de tensão. As capacitâncias parasitas afetam a entrada em condução

dos semicondutores, uma vez que a energia armazenada na junção é toda dissipada no

componente.

Os fatos descritos anteriormente, limitam a elevação da freqüência de chaveamento

nos conversores PWM com comutação dissipativa.

Com o objetivo de elevar a eficiência dos conversores PWM, foram introduzidas

técnicas que serão discutidas no capítulo 1.

Dentro deste contexto, torna-se importante o estudo das propriedades fundamentais

das topologias do tipo PWM [5,6,19,20], principalmente, devido à simplicidade de

implementação e controle.

O principal motivo pelo uso do conversor boost com célula de comutação “B”, de três

estados, foi, reunir as vantagens das características do estágio único, junto com as vantagens

topológicas da célula de comutação de três estados. O controle da corrente por valores médios

foi empregado, pois ele possibilita a operação em maiores potências.

Para demonstrar a origem deste novo conversor, desenvolvido durante este trabalho,

no capítulo 2 são apresentadas algumas técnicas e topologias para melhorar a eficiência

energética de conversores CC-CC, a distinção entre a célula de comutação de dois e três

estados.

A geração da família, tipos célula de comutação de três estados [1] estão apresentados

no anexo A.

O capítulo 3 apresenta o estudo do conversor boost CC-CC gerado a partir da célula de

comutação de três estados “B” [12].

O capítulo 4 mostra a análise do conversor boost apresentado no capítulo 3,

empregado como pré-regulador do fator de potência em estágio único de processamento de

energia [13].

O capítulo 5 apresenta o estudo do controle do conversor em questão, operando no

modo de condução contínua por valores médios instantâneos com o uso do circuito integrado

UC3854 [18].

Thiago Naufal Santelo - 2006

O capítulo 6 apresenta o projeto e os resultados experimentais do conversor em estudo.

No final, são apresentadas as conclusões gerais do trabalho e sugestões para possíveis

continuidades.

Thiago Naufal Santelo - 2006

CAPÍTULO 2

OPOLOGIAS DE CONVERSORES CC-CC PWM GERADOS COM

CÉLULAS DE COMUTAÇÃO

Na procura de novas configurações topológicas, existem diversas técnicas de geração

de conversores. Entre elas, podemos citar: aplicação de células de comutação PWM;

cascateamento série de conversores; paralelismo de conversores e princípios de dualidade e de

inversão bilateral de conversores.

A estrutura básica do conversor CC-CC PWM, aplicando a definição de célula de

comutação genérica (célula canônica [19]), é mostrada na Fig. 2.1. Desta maneira, define-se o

conversor CC-CC como um sistema de processamento de energia constituído em três partes

fundamentais:

¾ Fonte de tensão de entrada Vi;

¾ Célula de comutação;

¾ Fonte de tensão de saída Vo (constituída pelo capacitor do filtro de saída em paralelo

com a carga).

CÉLULA DO CONVERSOR

Fig 2.1 - Estrutura geral de um conversor CC-CC básico não isolado.

2.1 – CÉLULA DE COMUTAÇÃO DE DOIS ESTADOS

Na literatura, está mostrado que, com todo o esforço realizado para gerar as novas

topologias, não se consegue superar as características dos seis conversores clássicos

mostrados na Fig. 2.2.

Thiago Naufal Santelo - 2006

DLL D

DCoRo

V1 S Co

L1 L1 C

S L2

L1 Co RoD

Co Ro

BUCK BOOST BUCK-BOOST

CUK

SEPIC

ZETA

Fig.2.2 – Conversores CC-CC PWM não isolados.

Os seis conversores mostrados na Fig. 2.2 utilizam uma única célula de comutação de

dois estados. Os conversores buck, boost e buck-boost são de segunda ordem e os conversores

cùk, sepic e zeta são de quarta ordem.

A célula de comutação dos seis conversores clássicos é formada por uma estrutura de

três terminais (a-b-c) que contém dois interruptores (D, S), um ativo (MOSFET, IGBT, GTO,

MCT, etc) e outro passivo (DIODO), como na Fig. 2.3.a. O funcionamento está baseado na

operação complementar de dois interruptores conectados a um ponto comum. Em outras

palavras, enquanto um interruptor conduz o outro permanece bloqueado, e vice-versa.

Portanto, deste ponto de vista pode-se definir a célula de comutação como sendo uma célula

de dois estados de comutação, como é ilustrado na Fig. 2.3.b. Esta figura também mostra os

estados de ligado (ON) e desligado (OFF) de cada interruptor.

Entre os terminais a-b sempre haverá um ramo com características de fonte de tensão

(ou ramo capacitivo), enquanto que no terminal c, estará sempre conectado um ramo com

características de fonte de corrente (ou ramo indutivo).

Do ponto de vista funcional os interruptores da célula de comutação do conversor,

apresentam três combinações:

¾ 1

ESTADO (S=ON e D=OFF );

¾ 2

ESTADO (S=OFF e D=ON );

¾ NEUTRO (S=OFF e D=OFF).

O terceiro estado é um estado neutro no qual não acontece nenhum processamento de

potência. Por este motivo a célula é conhecida na literatura de célula de dois estados. Os

estados indicados são ilustrados na Fig. 2.3.b.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Quando um conversor funciona com a célula de comutação entre o 1

e o 2

estado,

ocorre o modo de condução contínua (MCC). Quando um conversor funciona com a célula

entre o 1

, o 2

estado, e o neutro, ocorre o modo de condução descontínua (MCD). Ambos os

modos de funcionamento estão indicados na Fig. 2.3.b.

≅

aaa

MCC

MCD

1º estado

2º estado

ONS

OFF

OFFS

Neutro

OFFS

OFF

Fig. 2.3 – a) célula de comutação, b) estados e modos de operação da célula de dois estados.

2.2 – ANÁLISE DA EFICIÊNCIA DA CÉLULA DE COMUTAÇÃO

Com objetivo de aumentar a densidade de potência, não é suficiente só a elevação da

freqüência para reduzir o volume dos elementos reativos, pois o semicondutor aumenta suas

perdas de potência, tanto na comutação quanto na condução, tornando necessário o aumento

do volume dos dissipadores, o que inviabiliza a compactação dos conversores CC-CC: reduz-

se no volume dos elementos reativos e, em contrapartida, aumenta-se o volume dos

dissipadores. Também é necessário dividir os esforços de tensão e/ou de corrente nos

componentes do conversor. Neste sentido, são apresentadas na literatura técnica as associação

de interruptores ou de conversores.

Para reduzir estas perdas de comutação nos semicondutores, foram introduzidas

diferentes técnicas ressonantes de ajuda à comutação, tornando a comutação dos interruptores

dos conversores CC-CC não-dissipativas. Estas técnicas são conhecidas como: técnica de

comutação sob tensão nula (ZVS, Zero Voltage Switching) e técnica de comutação sob

corrente nula (ZCS, Zero Current Switching) [4].

As técnicas de comutação não-dissipativas apenas minimizam as perdas em

comutação, possibilitando o aumento da freqüência de operação dos semicondutores. No

entanto, as perdas de condução permanecem. Neste sentido, apresentam-se como solução

técnicas de associação em paralelo, tanto de dispositivos semicondutores como de

Thiago Naufal Santelo - 2006

conversores estáticos. Com esta técnica, consegue-se também gerar outras novas topologias

conhecidas como conversores multiníveis em corrente (MNC).

Para elevadas tensões, apresentam-se técnicas de associação de interruptores em série

ou associação de conversores em série. Com isto, consegue-se gerar novas topologias

conhecidas na literatura, como conversores estáticos multiníveis em tensão. Estas topologias

solucionam as limitações tecnológicas dos semicondutores em relação ao esforço de tensão.

A topologia tradicional encontrada na literatura dentro da técnica de associação de

conversores CC-CC em paralelo, amplamente aplicada na atualidade em correção de fator de

potência nos modos de condução contínua e descontínua, é o conversor boost intercalado

(interleaved boost converter), mostrado na Fig. 2.4. Nota-se que o conversor boost

interleaved é semelhante esquematicamente aos conversores que contenham a célula de

comutação de três estados, e que será apresentada nos próximos itens.

Fig.2.4 - Conversor boost intercalado (Interleaved boost converter).

2.3 – CÉLULA DE COMUTAÇÃO DE TRÊS ESTADOS

O circuito do conversor push-pull ou transformador CC paralelo ilustrado na Fig. 2.5,

é composto de dois interruptores S1 e S2 no lado primário, dois diodos retificadores D1 e D2

no lado secundário e um transformador. O retificador de saída, é de onda completa com ponto

médio (tap central). O circuito realiza uma conversão CC-CA-CC, ou seja, com entrada de

tensão contínua, um estágio intermediário de tensão alternada e uma saída de tensão contínua

[1].

Thiago Naufal Santelo - 2006

Fig.2.5 – Conversor Push-Pull (Transformador CC paralelo).

Se o transformador é referido para o lado primário, obtém-se a célula de comutação

como é mostrado na Fig. 2.6. A célula resultante é mostrada na Fig. 2.6.c e está definida entre

os terminais a-b-c.

S2S1

D1 D2

S2S1

Fig.2.6 – Obtenção da célula de comutação de três estados.

Observa-se que a célula de comutação obtida na Fig. 2.6 c é formada por duas células

de comutação simples interligadas por um transformador com tap central.

Com a finalidade de simplificar o entendimento da célula de comutação de três

estados, a tabela 1 demonstra o comportamento dos interruptores em cada estado,

representados por duas situações, ligado (ON) ou desligado (OFF). O funcionamento

complementar indica o mesmo estado. O triângulo ABC, Fig. 2.7, apresentam um modelo

funcional da célula. Nos vértices estão localizados os estados de comutação da célula (1

ESTADO, 2

ESTADO e 3

ESTADO, respectivamente). Apresenta-se também o ESTADO

NEUTRO da célula localizado no ponto P central do triângulo. Neste estado, não existe

transferência de potência.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Tabela 1: Comportamentos dos interruptores em cada estado de comutação.

1ºESTADO 2º ESTADO 3º ESTADO NEUTRO

ON ON OFF OFF OFF

ON OFF ON OFF OFF

OFF OFF ON ON OFF

OFF ON OFF ON OFF

Do ponto de vista do funcionamento da célula entre os estados, apresentam-se dois

modos de operação, o primeiro, modo principal de operação, é definido pela transição direta

entre os estados. O segundo, modo secundário de operação, é definido pela transição indireta

entre um estado e outro, tendo este um estágio intermediário neutro. Quando se aplica ao

conversor a célula de três estados, o grupo principal opera no modo de condução contínua

(MCC). Por outro lado, o grupo secundário opera no modo de condução descontínua (MCD).

2 ESTADO

D1 D2 D1 D2

S1 S2 S1 S2

1 ESTADO

S1 S2

D1 D2

S1 S2 D1 D2

ON ON OFF OFF

3 ESTADO

D1 D2

S1 S2

S1 S2 D1 D2

OFF OFF ON ON

S1 S2 D1 D2

ON OFF OFF ON

OFF ON ON OFF

NEUTRO

D1 D2

S1 S2

OFF

I MODO DE OPERAÇÃO

II MODO DE OPERAÇÃO III MODO DE OPERAÇÃO

IIa

IIIa

A C

Fig. 2.7 – Representação esquemática do funcionamento da célula de três estados.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Consideram-se os interruptores S1 e S2 controlados (ativos) com comando PWM e os

interruptores D1 e D2 não controlados (passivos). A célula de comutação de três estados pode

operar com razão cíclica (0 < D < 1). Para razão cíclica D menor que 0,5, os comandos dos

interruptores não estão sobrepostos (non-overlapping mode), Fig. 2.8. Quando a razão cíclica

é maior que 0,5, os comandos dos interruptores estão sobrepostos (overlapping mode), Fig.

2.9.

T/2 T

COMANDO PWM

Fig.2.8 – sem sobreposição (non-overlapping mode).

T/2

COMANDO PWM

Fig. 2.9 – sobreposição (overlapping mode).

O funcionamento dos pares de interruptores S1 – D2 e S2 – D1 é complementar, o que

significa que a célula de três estados pode ter sua inversão bilateral sem prejuízos de

topologia, Fig. 2.10.

Substituindo a célula de três estados, Fig. 2.12, na célula de comutação de dois estados

dos seis conversores CC-CC clássicos não isolados, Fig. 2.11, obtêm-se seis topologias de

conversores de três estados. A teoria para a formação destes conversores é: célula de

Thiago Naufal Santelo - 2006

comutação se localiza entre os terminais a-b-c, entre a e b existe um ramo com características

de fonte de tensão (ramo capacitivo), em c existe um ramo com características fonte de

corrente (ramo indutivo).

D1 D2

S2S1

D1 D2S2S1

Fig. 2.10 – Inversão bilateral da célula de três estados.

CoD

a) buck

b) boost

Co DRo

c) buck-boost

d) boost-buck

DCo

e) sepic

DCo

f) zeta

Fig.2.11 – Conversores CC-CC não isolados com célula de comutação de dois estados.

Thiago Naufal Santelo - 2006

S1 S2

D2D1

a) buck

S2S1

D1 D2

b) boost

c) buck-boost

D1 D2

d) boost-buck

D1 D2

e) sepic

f) zeta

Fig. 2.12 – Conversores CC-CC não isolados com célula de comutação de três estados.

2.4 – DEFINIÇÃO DE TRANSFERÊNCIA DE POTÊNCIA, CÉLULA DO CONVERSOR E GERAÇÃO

DE TOPOLOGIAS

Em geral, um sistema de transferência de potência elétrica é definido por uma porta de

entrada de potência Pi, um elemento de controle e uma porta de saída de potência Po. O

elemento principal num sistema de transferência de energia é o conversor, como é mostrado

no esquema da Fig 2.13 [1, 19, 20].

Thiago Naufal Santelo - 2006

CONVERSOR

CONTROLE

Fig 2.13 - Sistema de processamento de potência elétrica.

A célula de comutação do conversor apresenta três terminais aos quais podem ser

conectadas três fontes de alimentação como é ilustrado na Fig 2.14. Esta técnica é utilizada

para gerar as topologias básicas dos conversores CC-CC não isolados, respeitando a estrutura

fundamental mostrada na Fig 2.13. São obtidas três topologias básicas de conversores CC-CC

PWM não isolados do tipo buck (abaixador), boost (elevador) e buck-boost (abaixador-

elevador). Em resumo, o critério para gerar os três conversores está definido e mostrado no

esquema da Fig 2.14. No esquema, dependendo do tipo de conversor, mostram-se com setas

os caminhos de transferência de potência de uma fonte para a outra.

Através do critério de geração dos conversores CC-CC básicos mostrados na Fig. 2.14,

no anexo A é demonstrada a geração da família de conversores CC-CC PWM com células de

comutação de três estados. É mostrada a obtenção de todas as células de “A” até a “E”.

BUCK-BOOST

BUCK

BOOST

CÉLULA

Fig 2.14 - Critério para geração de topologias de conversores CC-CC não isolados.

Thiago Naufal Santelo - 2006

2.5 – CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo, é aplicado o conceito de célula de comutação do conversor. Também é

comparado e diferenciado o funcionamento da célula de comutação de dois estados, versus a

célula de comutação de três estados.

São apresentadas algumas técnicas de elevação de potência processada em

conversores.

Uma explicação funcional da célula de três estados é apresentada, com o objetivo de

ser entendido de maneira mais simples.

A célula de três estados pode ser substituída em qualquer conversor que apresente a

célula de dois estados, com o qual podem ser gerados conversores com célula de comutação

de três estados.

Thiago Naufal Santelo - 2006

CAPÍTULO 3

ONVERSORES BOOST OBTIDOS ATRAVÉS DA CÉLULA “B” –

ANÁLISES QUALITATIVAS E SIMULAÇÕES

3.1 – INTRODUÇÃO

Neste capítulo, são apresentadas as etapas de operação, as formas de onda e o ganho

estático, nos modos de condução contínua, descontínua e crítica. Também são apresentadas a

característica de saída do conversor e a análise de ondulação de corrente no indutor. Isto é

realizado com o objetivo de provar o funcionamento dos conversores CC-CC PWM não

isolados com a célula de comutação de três estados [1].

É escolhido o conversor boost gerado a partir da célula B, Fig. 3.1, de três estados com

o objetivo de aplicar esta topologia em correção de fator de potência. Este conversor possui

dois modos de operação: com razão cíclica menor que 0,5 (sem sobreposição) e razão cíclica

maior que 0,5 (com sobreposição). Informa-se que serão apresentadas análises para ambos os

casos.

D1 D2

Fig.3.1 - Conversor Boost.

3.2 - OPERAÇÃO COM RAZÃO CÍCLICA MENOR QUE 0,5 (0 < D < 0,5)

Com relação a corrente que circula através de L são definidos os modos de condução:

contínua (MCC), descontínua (MCD) e crítica.

Para fazer a análise do modo de operação do conversor são levadas algumas

considerações:

¾ A tensão de entrada deve ser menor ou igual à tensão de saída;

¾ O conversor opera em regime permanente;

¾ Tanto os componentes passivos quanto os ativos, são ideais;

¾ A freqüência de operação dos interruptores é constante e com comando do tipo PWM;

¾ Os pulsos de comando dos interruptores estão defasados em 180º;

Thiago Naufal Santelo - 2006

¾ As relações de espiras do transformador são unitárias;

¾ A corrente magnetizante do transformador é muito menor que a corrente de carga.

3.2.1 – Modo de Condução Contínua

Etapas de Operação e Principais Formas de Onda

Ocorrem quatro etapas de operação num período (T) de comutação que estão descritas

a seguir:

Primeira etapa (t

< t <t

)

No instante t=t

, o interruptor S1 entra em condução e S2 está bloqueado. O diodo D1

encontra-se inversamente polarizado e D2 entra em condução. Da corrente I1=I

que circula

através do indutor L e do tape-central do transformador, uma parte flui através de T1 e D2

) até a carga e outra parte flui através de T2 e S1 (I

). Se o número de espiras em

T1 e T2 é igual, devido ao efeito magnético, as correntes através dos enrolamentos são iguais

). A corrente que circula pelo indutor L cresce linearmente e armazena energia. Pelo

efeito magnético, as tensões sobre T1 e T2 são iguais e com valor igual à metade da tensão de

saída Vo. A equação diferencial da corrente no indutor L, durante o intervalo de tempo que S1

está fechado, é expressa por (3.1).

=+−⋅

(3.1)

é a tensão de entrada, V

a tensão de saída e I

a corrente no indutor L.

Esta etapa de operação está ilustrada na Fig. 3.2a, e a circulação de corrente no

circuito está destacada. A etapa termina quando S1 é bloqueado.

Segunda etapa (t

< t < t

)

No instante t=t

o interruptor S1 é bloqueado e S2 ainda permanece bloqueado. A

tensão sobre o indutor é invertida para manter a variação do fluxo magnético através do

núcleo constante. O diodo D1 polariza diretamente e D2 permanece conduzindo. A energia

armazenada pelo indutor L durante a etapa anterior é transferida para a carga. A circulação de

corrente através de T1 e T2 conforme a polaridade (I

) gera um fluxo magnético nulo

através do núcleo. Esta etapa está ilustrada na Fig. 3.2b, onde o caminho de circulação de

corrente está em negrito. A equação diferencial de corrente no indutor L, durante esta etapa,

está expressa por (3.2).

=+−⋅−

(3.2)

Thiago Naufal Santelo - 2006

Esta etapa termina quando o interruptor S2 é comandado a conduzir.

Terceira etapa (t

< t < t

)

Devido à simetria do circuito do conversor, esta etapa é semelhante à primeira com a

diferença que o interruptor S2 entra em condução enquanto que S1 fica bloqueado. O diodo

D1 permanece conduzindo e D2 é polarizado inversamente. O caminho de circulação de

corrente no circuito está mostrado na Fig. 3.2c.

Quarta etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é similar à segunda etapa e o circuito é mostrado na Fig. 3.2d. O

caminho de circulação de corrente é marcado em negrito.

D1 D2

a) b)

D1 D2

IoI

D1 D2

c) d)

Fig. 3.2 – Etapas de operação.

As principais formas de onda de tensão e de corrente nos diferentes dispositivos, tanto

passivos como ativos, para um período de comutação T estão mostradas na Fig. 3.3. As

formas de onda são traçadas segundo o comando PWM aplicado nos interruptores S1 e S2.

Observa-se que a corrente de entrada I1 é contínua (não é pulsada) e a corrente de

saída I

também é contínua, sendo uma vantagem do conversor em comparação ao conversor

boost clássico, mas apresenta baixa ondulação em dois níveis. Além disso, a freqüência destas

correntes é duas vezes a freqüência de comutação dos interruptores. Isto significa que há uma

redução de peso e de volume nos elementos reativos.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Neste modo de operação 50% da potência de entrada é transferida diretamente à saída

através do transformador sem circular pelos interruptores controlados. Assim, as perdas de

condução e de comutação são menores e o rendimento torna-se mais elevado.

T/2

T(1-2D)/2

Vo-V1

V1-Vo/2

ΔI

T(1-2D)/2

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

⋅−⋅=−

⋅=−

⋅−⋅=−

⋅=−

TDtt

Intervalos de cada

etapa

Fig. 3.3 – Principais formas de onda idealizadas.

Ganho Estático

O ganho estático é obtido através da variação de corrente no indutor boost do

conversor, como mostra a equação (3.3).

−

(3.3)

Observa-se que a expressão do ganho estático do conversor boost de três estados é

igual a do ganho estático do conversor boost clássico. Na Fig. 3.4 é apresentada a relação das

tensões de saída e de entrada em função da razão cíclica do conversor.

Thiago Naufal Santelo - 2006

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

1.2

1.4

1.6

1.8

Fig. 3.4 – Ganho estático em função da razão cíclica.

3.2.2 – Modo de Condução Descontínua

Este modo de condução do conversor acontece quando, a corrente que circula através

do indutor L torna-se nula, antes de completar um período de comutação. Nesta situação, não

ocorre transferência de potência da fonte de entrada para a carga enquanto a corrente no

indutor permanecer nula.

Etapas de Operação e Principais Formas de Onda

Neste modo de condução ocorrem seis etapas de operação num período de comutação.

Observa-se que algumas etapas de operação no modo de condução descontínua são iguais às

do modo de condução contínua, exceto no intervalo que não existe transferência de potência.

A seguir são descritas as etapas de operação.

Primeira etapa (t

< t <t

)

Esta etapa é igual à primeira etapa do modo de condução contínua, mostrada na Fig.

3.2a.

=+−⋅

(3.4)

Segunda etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é igual à segunda etapa do modo de condução contínua, mostrada na Fig.

3.2b.

0VV

=+−⋅

(3.5)

Thiago Naufal Santelo - 2006

Terceira etapa (t

< t < t

)

No instante t=t

, os diodos D1 e D2 deixam de conduzir naturalmente e os

interruptores S1 e S2 permanecem bloqueados. Portanto a corrente no indutor L atinge zero e

não existe transferência de potência da fonte de entrada para a carga. Nesta etapa o capacitor

Co fornece energia para a carga. Esta etapa termina quando o interruptor S2 entra em

condução, como é mostrado na Fig. 3.5.

Quarta etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é idêntica à terceira etapa do modo de condução contínua, mostrada na Fig.

3.2c.

Quinta etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é idêntica à segunda etapa do modo de condução contínua, mostrada na Fig.

3.2d.

Sexta etapa (t

< t < T)

Esta etapa é idêntica à terceira etapa deste modo de operação. O caminho de circulação

de corrente no circuito está mostrado na Fig. 3.5.

D1 D2

Fig. 3.5 – 3

e 6

etapas de operação.

As principais formas de onda de tensão e de corrente nos diferentes componentes do

conversor, num período de comutação T, estão mostradas na Fig. 3.6. As formas de onda são

traçadas segundo o comando PWM aplicado nos interruptores S1 e S2.

Thiago Naufal Santelo - 2006

T/2

T(1-2D)/2

Vo-V1

ΔI

1V −

DT T(1-2D)/2

Fig.3.6 – Principais formas de onda idealizadas.

Determinação do Ganho Estático

O ganho estático é determinado a partir da corrente média através dos diodos D1 e D2,

que é igual à corrente de carga Io. Portanto, a partir da forma de onda da corrente I

mostrada na Fig. 3.6, e aplicando a definição do valor médio, obtém-se a expressão 3.6. Deve-

se salientar que o cálculo é feito só para meio período de comutação devido à simetria da

forma de onda I

()

2A1A

dttI

=⋅=

∫

(3.6)

Resolvendo (3.6), obtém-se a expressão (3.7).

⋅+

⋅

(3.7)

é a corrente de pico no indutor, t

o tempo de duração da segunda etapa e D a razão

cíclica.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Observa-se que a expressão (3.7) depende dos valores I

, t

e D, portanto, estes devem

ser previamente calculados em função dos valores de Vo, V1 e L. Deve-se salientar que as

diferentes grandezas do conversor são calculadas em função da razão cíclica D, sendo esta a

variável de controle de comando dos interruptores.

é obtida a partir da variação da corrente através do indutor durante a primeira etapa

de operação (Δt

-t

=D.T), expressa por (3.8), t

é obtida a partir da variação do fluxo

magnético no indutor L num período de comutação, expressa por (3.9).

()

Vo1V2

⋅⋅

⋅

−⋅

(3.8)

()

1VVo2

Vo1V2

⋅⋅

−⋅

(3.9)

Substituindo os valores de I

e t

em (3.7), obtém-se a expressão (3.10).

()

1VVoL4

1VVo1V2

⋅⋅

−⋅⋅

⋅−⋅

(3.10)

Definindo-se Gv como sendo o ganho estático, obtém-se a expressão (3.11).

()

T1V

IoL4

⋅

−

=⋅

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−⋅

⋅

⋅⋅

(3.10)

Parametrizando a expressão (3.10), obtém-se a expressão (3.11).

()

T1V

IoL4

⋅

−

⋅

⋅⋅

=γ

(3.11)

Utilizando a mesma parametrização do conversor

boost clássico, obtém-se a expressão

(3.12).

()

IoL

⋅

−

⋅=

⋅

⋅⋅

(3.12)

A partir de (3.12), obtém-se o ganho estático do conversor Gv expresso por (3.13).

+γ

γ+⋅

(3.13)

Thiago Naufal Santelo - 2006

O ganho estático em função da razão cíclica, para diferentes valores do parâmetro γ, é

apresentado na Fig. 3.7.

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

1.2

1.4

1.6

1.8

0,001

0,005

0,01

0,025

0,05

0,075

0,15

Fig. 3.7 – Ganho estático em função da razão cíclica.

3.2.3 – Modo de Condução Crítica

O funcionamento do conversor no modo de condução crítica dá-se no limite entre os

modos de condução contínua e descontínua. Portanto, para estudar este modo de condução são

aproveitados os estudos realizados nos modos de condução contínua e descontínua. Este modo

torna-se necessário para apresentar as curvas características de saída do conversor.

As formas de onda da corrente através do indutor L e a tensão sobre ele são mostradas

na Fig. 3.8. Neste caso, a corrente mínima I

através do indutor, do modo de condução

contínua, mostrada na Fig. 3.3, torna-se igual a zero. Desta maneira, a ondulação de corrente

através do indutor L é igual à corrente máxima (ΔI

T/2

T(1-2D)/2

ΔI

Vo-V1

1V −

Fig. 3.8 – Principais formas de onda idealizadas.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Determinação do Ganho Estático

No modo de condução crítica os ganhos estáticos calculados nos modos de condução

contínua e descontínua são iguais. A partir desta definição determina-se a razão cíclica crítica

crít

, apresentada na expressão (3.14).

216

crít

−±= (3.14)

A expressão do ganho estático no modo de condução crítico do conversor está

apresentada na expressão (3.15).

⋅−±

−

813

crít

crítV

(3.15)

3.2.4 – Característica de Saída

A partir dos ganhos estáticos calculados para os modos de condução contínua,

descontínua e crítica, a característica de saída do conversor operando com razão cíclica menor

que 0,5 é apresentada na Fig.3.9. Estas curvas são genéricas devido à parametrização adotada.

A Fig. 3.10 mostra a curva de característica de saída do conversor boost clássico com razão

cíclica variando na faixa 0 < D < 1.

Na Fig. 3.9 a região 1 corresponde ao modo de condução descontínua, a região 2, ao

modo de condução contínua. Da mesma forma que para o conversor boost clássico, no modo

de condução descontínua, observa-se que a tensão de saída varia em função da corrente de

carga Io. Esta forma indesejável de operação deve ser evitada, pois introduz uma não-

linearidade e, sobretudo, porque dificulta o controle do sistema do qual faz parte o conversor.

Deve-se salientar que o valor máximo do ganho estático crítico do conversor dá-se em

γ=0,0625 com razão cíclica igual a 0,25. No caso do conversor boost clássico dá-se em γ=0,25

com razão cíclica igual a 0,5. Isto significa que neste intervalo de razão cíclica, a área de

operação no modo de condução contínua é maior, sendo uma vantagem do conversor. Em

outras palavras pode-se dizer que o valor da indutância do indutor L do conversor boost de

três estados, gerado com a célula “B”, é a um quarto do valor da indutância do indutor do

conversor boost clássico.

Thiago Naufal Santelo - 2006

0,0625

0,075 0,1

1,2

1,4

1,6

1,8

0,1

0,45

0,15

0,2

0,25

0,3

MCC

CONDUÇÃO CRÍTICA

0,025

0,05

0,35

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

MCD

0,4

Fig. 3.9 – Característica de carga do conversor CC-CC boost de três estados.

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0,85

CONDUÇÃO CRITICA

CONDUÇÃO CONTÍNUA

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,8

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0,85

CONDUÇÃO CRITICA

CONDUÇÃO CONTÍNUA

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,8

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

Fig. 3.10 – Característica de carga do conversor CC-CC boost clássico.

3.2.5 – Ondulação de Corrente e Indutância Crítica

A ondulação da corrente no indutor é determinada com ajuda da Fig. 3.3 e da

expressão (3.1). Assim, obtém-se a expressão (3.16).

()

TDD21

⋅

⋅⋅⋅−

=Δ

(3.16)

Com objetivo de observar a máxima ondulação de corrente ΔI

no indutor L a

expressão (3.16) é parametrizada, como mostra a expressão (3.17).

()

DD21

IL2

⋅⋅−=

⋅

Δ⋅⋅

=β

(3.17)

A expressão (3.17) é apresentada graficamente na Fig. 3.11. Nesta figura observa-se

que a máxima ondulação de corrente ocorre no ponto onde a razão cíclica é igual a 0,25 e o

parâmetro β é igual a 0,125.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Atribuindo um determinado valor à ondulação de corrente, na expressão (3.17), pode-

se calcular o valor da indutância do indutor L, expressa por (3.18).

()

VoT

VoTDD21

Δ⋅

⋅

⋅β=

Δ⋅

⋅⋅⋅⋅−

(3.18)

Substituindo o valor do parâmetro β do ponto de máxima ondulação, obtém-se a

expressão (3.19).

I16

VoT

Δ⋅

⋅

(3.19)

A indutância crítica do indutor L

crít

do conversor que garante o modo de condução

contínua é determinada a partir do parâmetro γ que depende da corrente de carga. Portanto, γ é

obtido a partir do modo de condução crítica. Assim obtém-se a expressão (3.20).

()

DD21

IoL4

⋅⋅−=

⋅

⋅⋅

=γ

(3.20)

Utilizando a mesma parametrização do conversor boost clássico, obtém-se a expressão

(3.21).

()

IoL

⋅⋅−⋅=

⋅

⋅⋅

= 21

(3.21)

De (3.20), obtém-se a indutância crítica do indutor L

crít,

dada pela expressão (3.22).

()

T1V

T1VDD21

crít

⋅

⋅γ=

⋅

⋅⋅⋅⋅−

(3.22)

A indutância crítica como uma função da razão cíclica é mostrada graficamente na Fig

3.12. Nesta figura observa-se que o máximo valor da indutância ocorre quando a razão cíclica

é igual a 0,25. Substituindo este valor em (3.22), obtém-se a expressão (3.23).

T1V

crít

⋅

(3.23)

Thiago Naufal Santelo - 2006

0,125

0,25

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

0,03

0,06

0,09

0,12

0,15

Δ⋅⋅

VoT

IL2

⋅

Vo=cte.

0,0625

0,25

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

0,015

0,03

0,045

0,06

0,075

V1=cte.

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

Fig 3.11 – Ondulação da corrente parametrizada

no indutor L.

Fig.3.12 – Indutância crítica.

3.2.6 – Ondulação de Tensão

O filtro capacitivo na saída serve para minimizar a ondulação de tensão causada pela

componente alternada de corrente. No modo de condução contínuo, a carga acumulada no

capacitor é calculada com ajuda da Fig. 3.3 e expressa por (3.24).

∫

⋅−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−⋅

⋅

−=Δ

)21(

)1(

dtIot

(3.24)

A ondulação de tensão em capacitor está relacionada à carga que ele adquire. Portanto

a ondulação da tensão é definida pela expressão (3.25).

=Δ

(3.25)

A partir da expressão (3.24) e (3.25), obtém-se a expressão (3.26).

()

)1(

DFsC

DDIo

−⋅⋅

⋅⋅−⋅

⋅=Δ

(3.26)

O valor da capacitância a ser calculada, basta isolar o valor de C na equação (3.26) e

chega a expressão (3.27).

)1(

)21(

DFsV

DDIo

−⋅⋅Δ

⋅⋅−⋅

⋅≥

(3.27)

Thiago Naufal Santelo - 2006

3.2.7 –Simulação

Para que possam ser validados os modelos teóricos, simulações são realizadas da

forma mais idealizada possível. Os interruptores são modelados como chaves, apresentam

baixa resistência elétrica em condução e alta resistência elétrica quando estão bloqueados

(modelos ideais).

V1 = 24 V tensão de entrada;

Vo = 40 V tensão de saída;

Po = 2000 W potência de saída;

Fs = 25 kHz freqüência de comutação dos interruptores;

Io = 50 A corrente de carga;

ΔIL = 10 A Ondulação de corrente através de L (20% de Io);

ΔV = 0,4 V Ondulação de tensão sobre Co (1% da tensão de saída Vo).

A partir das especificações, obtém-se o ganho estático de tensão.

6667,1

===

A razão cíclica para manter esse ganho estático deve ser:

4,0

1D =−=−=

A indutância L do conversor deve ser:

() ()

H4,6

102

1040404,04,021

TVoDD21

μ=

⋅

⋅⋅⋅⋅⋅−

Δ⋅

⋅⋅⋅⋅−

−

O capacitor de saída deve ser:

()

F33,858

4,01

250004,02

4,021

FV2

D21

μ=

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

⋅

⋅⋅

⋅−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

⋅

⋅Δ⋅

⋅−

≥

A resistência da carga Ro deve ser:

Ω=== 8,0

2000

O circuito a ser simulado é mostrado na Fig. 3.13.

Thiago Naufal Santelo - 2006

VG1

VG2

S1 S2

Co Ro

D1 D2

N:1

Fig. 3.13 – Circuito simulado.

A partir da simulação em condições nominais são mostradas as principais formas de

onda de tensão e de corrente do circuito.

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(S1)

50A

V(S1:2)

50V

V(VG1:+) V(VG2:+)

20V

VG1 VG2

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(D1)

50A

V(D1:2,D1:1)

40V

-1V

Fig. 3.14 - a) Sinais de comando b) Tensão em S1

c) Corrente em S1.

Fig. 3.15 - Tensão e corrente em D1.

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(D1)+ I(D2)

V(Ro:2)

100

-I(V1)

V(V1:+)

100

-I(Ro)

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(T2)

V(T2:1,T2:2)

-30

-I(T1)

V(T1:1,T1:2)

-30

Fig. 3.16 - Tensões e correntes de entrada e de

saída.

Fig. 3.17 - Tensões e correntes em T1 e T2.

Thiago Naufal Santelo - 2006

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(Co) (V(Co:2)-40)*80

-40

I(L) V(L:1,L:2)*5

100

-100

Δ V

Fig. 3.18 - Tensões e correntes em L e Co.

3.3 - OPERAÇÃO COM RAZÃO CÍCLICA MAIOR QUE 0,5 (0,5 < D < 1)

Considerando a circulação de corrente através do indutor L, são definidos e analisados

os modos de condução contínua, descontínua e crítica do conversor. Isto é realizado com o

objetivo de apresentar a característica de saída do conversor.

São realizadas as mesmas considerações do conversor

boost operando com razão

cíclica menor que 0,5.

3.3.1 – Modo de Condução Contínua

Etapas de Operação e Principais Formas de Onda

Neste modo de condução ocorrem quatro etapas de operação num período de

comutação e estão descritas a seguir.

Primeira etapa (t

< t <t

)

Inicialmente, o interruptor S1 entra em condução e S2 permanece conduzindo. Os

diodos D1 e D2 ficam inversamente polarizados. A corrente I1=I

que circula através do

indutor L, uma parte flui através de T1 e S2 (I

T1=

) e outra parte flui através de T2 e S1

). Se T1 e T2 têm o mesmo número de espiras, as correntes através deles são iguais

), conforme a polaridade apresentada na Fig. 3.19, gera um fluxo magnético nulo

através do núcleo. Portanto, pela Lei de Ampère ocorre um curto circuito magnético, tornando

zero à tensão sobre os enrolamentos. Além disso, esta corrente cresce linearmente e o indutor

L armazena energia. Ao contrário do que ocorre com o conversor operando em razão cíclica

menor que 0,5, neste modo de operação não existe transferência de potência da entrada para a

Thiago Naufal Santelo - 2006

carga, portanto, o capacitor Co é quem fornece energia. A equação diferencial da corrente

através do indutor L, durante esta etapa, é expressa pela equação (3.28).

=−⋅

(3.28)

é a tensão de entrada e I

a corrente no indutor L.

Esta etapa de operação está ilustrada na Fig. 3.19a, e a circulação de corrente no

circuito é marcada em negrito. Esta etapa termina quando S2 é bloqueado.

Segunda etapa (t

< t < t

)

O interruptor S2 é bloqueado e S1 permanece conduzindo. A tensão sobre o indutor é

invertida para manter o fluxo magnético no núcleo constante. O diodo D2 polariza-se

diretamente enquanto D1 permanece inversamente polarizado. A corrente I1=I

que circula

através do indutor L, uma parte flui através de T2 e S1 (I

T2=

) e outra parte flui através de

T1 e D2 (I

) até a carga. Além disso, esta corrente decresce linearmente, transferindo a

energia armazenada na etapa anterior e a energia de V1 para a carga. Se T1 e T2 têm o mesmo

número de espiras, pelo efeito magnético, as correntes através deles são iguais (I

). Esta

etapa está ilustrada na Fig. 3.19b, onde o caminho de circulação da corrente está marcado em

negrito. A equação diferencial da corrente através do indutor L, durante esta etapa, é expressa

por (3.29).

=+−⋅−

(3.29)

Esta etapa termina quando o interruptor S2 é comandado a conduzir.

Terceira etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é simétrica a primeira com a diferença que o interruptor S2 entra em

condução enquanto que S1 permanece conduzindo. Os diodos D1 e D2 são polarizados

inversamente, portanto, não existe transferência de energia da entrada para a carga. A Fig.

3.19c ilustra esta etapa, a circulação de corrente no circuito é marcada em negrito.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Quarta etapa (t3 < t < t4)

Esta etapa é semelhante a segunda com a diferença que o interruptor S1 é bloqueado e

S2 permanece em condução. O diodo D1 é polarizado diretamente e D2 permanece polarizado

inversamente. Desta maneira, dá-se a transferência de energia da fonte de entrada V1 e a

energia armazenada no indutor na etapa anterior para a carga. A corrente que circula através

do circuito está ilustrada na Fig. 3.19d.

D1 D2

IoI

D1 D2

IoI

D1 D2

IoI

D1 D2

IoI

Fig. 3.19 – Etapas de operação.

As principais formas de onda de tensão e de corrente nos diferentes dispositivos, tanto

passivos como ativos, num período de comutação T, estão ilustradas na Fig. 3.20. As formas

de onda são traçadas segundo os sinais do comando PWM aplicados nos interruptores S1 e

S2.

Na Fig. 3.20 observa-se que a corrente de entrada I1 não é pulsada e a corrente de

saída I

é pulsada. O comportamento é similar ao do conversor boost clássico, porém, a

freqüência destas correntes é o dobro da freqüência de comutação dos interruptores. Isto

significa que vai haver uma redução de peso e de volume nos elementos reativos.

Thiago Naufal Santelo - 2006

T(2D-1)/2

T/2

T(1-D)

Vo/2-V1

ΔI

T(1-D) T(2D-1)/2

()

⎪

⎩

⎪

⎨

⎧

−⋅=−

−⋅⋅=−

−⋅=−

−⋅⋅=−

DTtT

DTtt

intervalos em cada

etapa

Fig. 3.20 – Principais formas de onda idealizadas.

Determinação do ganho estático

O ganho estático é obtido através da variação de corrente no indutor boost do

conversor, equação (3.30).

−

(3.30)

Observando a expressão (3.30), chega-se à conclusão que o ganho estático neste modo

de condução também é igual à ao conversor

boost clássico.

Na Fig. 3.21 é traçada a curva da relação das tensões de saída e de entrada em função

da razão cíclica do conversor.

Thiago Naufal Santelo - 2006

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

Fig. 3.21 – Ganho estático em função da razão cíclica.

3.3.2 – Modo de Condução Descontínua

Este modo de condução do ocorre quando a corrente que circula através do indutor L

atinge zero antes da finalização de T/2.

Etapas de Operação e Principais Formas de Onda

Ocorrem seis etapas de operação num período de comutação. Observa-se que algumas

das etapas de operação no modo de condução descontínua são iguais às do modo de condução

contínua, exceto no intervalo que não existe transferência de energia da entrada para a saída,

quando a corrente atinge zero. A seguir são descritas as etapas de operação.

Primeira etapa (t

< t <t

)

Igual à primeira etapa do modo de condução contínua, Fig. 3.19a.

=−⋅ V

(3.31)

Segunda etapa (t

< t < t

)

Igual à segunda etapa do modo de condução contínua, mostrada, Fig. 3.19b.

=+−⋅−

(3.32)

Thiago Naufal Santelo - 2006

Terceira etapa (t

< t < t

)

No instante em que se inicia esta etapa, o diodo D2 deixa de conduzir naturalmente e

D1 permanece inversamente polarizado. O interruptor S1 permanece comandado, mas não

conduz corrente, e S2 permanece bloqueado. Portanto, a corrente no indutor L atinge zero e

não existe transferência de potência da fonte de entrada para a carga. Nesta etapa o capacitor

de saída Co fornece energia para carga. Esta etapa termina quando o interruptor S2 entra em

condução. A circulação de corrente no circuito está mostrada na Fig. 3.22.

Quarta etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é similar à terceira etapa do modo de condução contínua, Fig. 3.19c.

Quinta etapa (t

< t < t

)

Esta etapa é semelhante à segunda etapa do modo de condução contínua, Fig. 3.19d.

Sexta etapa (t

< t < T)

Esta etapa é idêntica à terceira etapa deste modo de operação. A circulação de corrente

no circuito está mostrada na Fig.3.22.

D1 D2

Fig. 3.22 – 3

e 6

etapas de operação.

As principais formas de onda de tensão e de corrente nos diferentes componentes do

conversor, para um período de comutação T, estão mostradas na Fig 3.23. As formas de onda

são traçadas segundo os sinais de comando PWM aplicados nos interruptores S1 e S2.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Vo-V1

Δ I

−

T(2D-1)/2

T/2

T(1-D)

T(2D-1)/2

Fig. 3.23 - Principais formas de onda idealizadas.

Determinação do Ganho Estático

O ganho estático é determinado a partir da corrente média que circula através dos

diodos D1 e D2, que é igual à corrente de carga Io. Portanto, a partir da forma de onda da

corrente I

, mostrada na Fig. 3.23, e aplicando a definição do valor médio, obtém-se a

expressão (3.33).

()

2A1A

dttI

=⋅=

∫

(3.33)

Resolvendo (3.33), obtém-se a expressão (3.34).

⋅

⋅=

(3.34)

é acorrente de pico no indutor e t

o tempo de duração da segunda etapa.

é obtida a partir da variação da corrente através do indutor durante a primeira etapa

de operação (Δt1=t1-t0), expressa por (3.35), t

é obtido a partir da conservação da variação

do fluxo magnético no indutor num período de comutação, expresso por (3.36).

Thiago Naufal Santelo - 2006

()

T1D2

⋅

⋅−⋅

(3.35)

()

1V2Vo

T1V1D2

−

⋅⋅−⋅

(3.36)

Substituindo os valores de I

e de t

em (3.34), obtém-se a expressão (3.37).

()

1V2VoL4

T1V1D2

⋅−⋅⋅

⋅⋅−⋅

(3.37)

Definindo Gv como sendo o ganho estático, obtém-se a expressão (3.38).

()()

()

1D2

1V2

1D2

T1V

IoL4

−

−⋅

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−

−⋅

⋅

⋅⋅

(3.38)

Parametrizando a expressão (3.38), obtém-se a expressão (3.39).

()

−

−⋅

⋅

⋅⋅

IoL

(3.39)

Utilizando a mesma parametrização do conversor

boost clássico, obtém-se a expressão

(3.40).

()

−

−⋅

⋅=

⋅

⋅⋅

IoL

(3.40)

A partir das expressões (3.39) e (3.40) obtém-se o ganho estático Gv do conversor

expresso por (3.41).

()

1D2

−⋅

(3.41)

O ganho estático em função da razão cíclica, para diferentes valores do parâmetro γ, é

apresentado na Fig. 3.24.

Thiago Naufal Santelo - 2006

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

0,005

0,01

0,025

0,05

0,075

0,1

0,001

Fig. 3.24 – Ganho estático em função da razão cíclica.

Além do inconveniente de se operar o conversor na região de MCD, pois o ganho

varia com a carga, observa-se nas equações de ganho estático do conversor

boost de três

estados para razão cíclica menor que 0,5, equação (3.13), e razão cíclica maior que 0,5,

equação (3.41) que as equações são diferentes, tornando-se outra desvantagem desta região de

operação.

3.3.3 – Modo de Condução Crítica

O funcionamento do conversor no modo de condução crítica dá-se no limite entre os

modos de condução contínua e descontínua. Portanto, para estudar este modo de condução são

aproveitados os estudos realizados nos modos de condução contínua e descontínua. Este modo

torna-se necessário para apresentar as curvas características de saída do conversor.

As formas de onda da corrente através do indutor L e da tensão sobre ele são

mostradas na Fig. 3.25. Neste caso a corrente mínima I

através do indutor, no modo de

condução continua (Fig. 3.20), torna-se igual a zero. Desta maneira, a ondulação da corrente

através do indutor é igual à corrente máxima (ΔI

Δ I

Vo-V1

1V −

T(2D-1)/2

T/2

T(1-D)

T(1-D) T(2D-1)/2

Fig. 3.25 - Principais formas de onda idealizadas.

Thiago Naufal Santelo - 2006

3.3.4 – Determinação do Ganho Estático

No modo de condução crítica os ganhos estáticos calculados nos modos de condução

contínua e descontínua são iguais. A partir desta definição determina-se a razão cíclica crítica

crít

, apresentada na expressão (3.42).

γ⋅−⋅±= 81

crít

(3.42)

A expressão do ganho estático no modo de condução crítico do conversor está

apresentada na expressão (3.43).

⋅−±

−

811

crít

crítV

(3.43)

3.3.5 - Característica de Saída

A partir dos ganhos estáticos calculados para os três modos de condução a

característica de saída do conversor é apresentada na Fig. 3.26. Estas curvas são genéricas

devido à parametrização adotada. A característica de saída do conversor

boost clássico, Fig.

3.27, é mostrada novamente para fazer a comparação com o conversor

boost de três estados

operando com razão cíclica maior que meio.

Na Fig.3.26 a região 1 corresponde ao modo de condução descontínua e na região 2,

ao modo de condução contínua. Da mesma maneira que para o conversor

boost clássico, no

modo de condução descontínua, observa-se que a tensão de saída varia em função da corrente

de carga. Esta forma indesejável de operação deve ser evitada, pois introduz uma não-

linearidade e, sobretudo, porque dificulta o controle do sistema do qual faz parte o conversor.

Deve-se salientar que o valor máximo do ganho estático crítico do conversor dá-se em

γ=0,0625 para razão cíclica igual a 0,75, e no caso do conversor

boost clássico, dá-se em

γ=0,25 para razão cíclica igual a 0,5. Isto significa que a área de operação no modo de

condução contínua é maior, sendo uma vantagem do conversor proposto. Em outras palavras

pode-se dizer que o valor da indutância do indutor do conversor

boost de três estados é um

quarto do valor da indutância do conversor

boost clássico.

Thiago Naufal Santelo - 2006

0,025

0,05

0,075

0,1

0,5

0,55

0,6

0,65

0,7

0,75

0,8

0,85

MCC

MCD

CONDUÇÃO

CRÍTICA

T1V

⋅

⋅⋅

=γ

0,0625

0,89

0,175

Fig. 3.26 – Característica de carga do conversor CC-CC boost de três estados.

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0,85

CONDUÇÃO CRITICA

CONDUÇÃO CONTÍNUA

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,8

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0,85

CONDUÇÃO CRITICA

CONDUÇÃO CONTÍNUA

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,8

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

Fig. 3.27 – Característica de carga do conversor CC-CC boost clássico.

3.3.6 - Ondulação de Corrente e Indutância Crítica

A ondulação da corrente no indutor é determinada com ajuda da Fig. 3.25 e da

expressão (3.28). Assim, obtém-se a expressão (3.43).

()()

TD11D2

⋅

⋅−⋅−⋅

=Δ

(3.43)

A expressão (3.43) é normalizada em (3.44).

()()

D11D2

IL2

−⋅−⋅=

⋅

Δ⋅⋅

=β

(3.44)

A expressão (3.44) é apresentada graficamente na Fig. 3.28. Nesta figura observa-se

que a máxima ondulação de corrente ocorre no ponto onde a razão cíclica é igual a 0,75 e o

parâmetro β é igual a 0,125.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Dado um determinado valor de ondulação de corrente (ΔI

), pode-se isolar (L) na

expressão (3.44) e calcular o valor da indutância, equação (3.45).

()()

VoT

VoTD11D2

Δ⋅

⋅

⋅β=

Δ⋅

⋅⋅−⋅−⋅

(3.45)

Substituindo o valor do parâmetro β do ponto de máxima ondulação, obtém-se a

expressão (3.46).

I16

VoT

Δ⋅

⋅

(3.46)

A indutância crítica do indutor L

crít

do conversor que garante o modo de condução

contínua é determinada a partir do parâmetro γ que depende da corrente de carga. Portanto, γ é

obtido a partir do modo de condução crítica. Assim obtém-se a expressão (3.47).

()()

D11D2

IoL4

crít

−⋅−⋅=

⋅

⋅⋅

=γ

(3.47)

Utilizando a mesma parametrização do conversor boost clássico, obtém-se a equação

(3.48).

()()

IoL

crít

−⋅−⋅⋅=

⋅

⋅⋅

= 112

(3.48)

De (3.47) e (3.48), obtém-se a indutância crítica L

crít,

dada pela expressão (3.49).

()()

TVo

T1VD11D2

crít

⋅

⋅γ=

⋅

⋅⋅−⋅−⋅

(3.49)

A indutância crítica como uma função da razão cíclica é mostrada graficamente na

Fig. 3.29. Nesta figura observa-se que o máximo valor da indutância ocorre quando a razão

cíclica é igual a 0,75. Substituindo este valor em (3.49), obtém-se a expressão (3.50).

T1V

crít

⋅

(3.50)

Thiago Naufal Santelo - 2006

0,125

0,75

0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

0,03

0,06

0,09

0,12

0,15

Δ⋅⋅

VoT

IL2

⋅

Fig. 3.28 - Ondulação de corrente no indutor

parametrizada.

0,0625

0,75

0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

0,015

0,03

0,04

0,06

0,075

T1V

⋅

⋅⋅

=γ

Fig. 3.29 – Indutância crítica parametrizada.

3.3.7 – Ondulação de Tensão

O filtro capacitivo na saída serve para minimizar a ondulação de tensão causada pela

componente alternada de corrente. No modo de condução contínuo, a carga acumulada no

capacitor é calculada com ajuda da Fig. 3.20 e expressa por (3.51).

()

∫

⋅−

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

−⋅

−⋅⋅

−=Δ

dtIot

DVI

)1(

)1(2

121

(3.51)

A ondulação de tensão em capacitor está relacionada à carga que ele adquire. Portanto

a ondulação da tensão é definida pela expressão (3.52).

=Δ

(3.52)

A partir das expressões (3.51) e (3.52), obtém-se a expressão (3.53).

()

DIo

⋅

−⋅⋅

⋅=Δ

(3.53)

Para obter o valor da capacitância a ser calculado, basta isolar o valor de C na equação

(3.53) e chega-se a expressão (3.54).

DIo

⋅Δ

−⋅⋅

⋅≥

)12(

(3.54)

3.3.8 –Simulação

Para que possam ser validados os modelos teóricos, simulações são realizadas da

forma mais idealizada possível. Os interruptores são modelados como chaves, apresentam

baixa resistência elétrica em condução e alta resistência elétrica quando estão bloqueados

(modelos ideais).

Thiago Naufal Santelo - 2006

As especificações, para as simulações, a serem atendidas pelos conversores para razão

cíclica maior que 0,5 são as seguintes:

V1 = 24V tensão de entrada;

Vo = 60V tensão de saída;

Po = 2000W potência de saída;

= 25 kHz freqüência de comutação dos interruptores;

Io = 33,33 A corrente de carga;

ΔIL = 6,66 A Ondulação de corrente através de L (20% de Io);

ΔV = 0,6 V Ondulação de tensão sobre Co (1% da tensão de saída Vo).

A partir das especificações, obtém-se o ganho estático de tensão do conversor.

5,2

===

A razão cíclica para manter esse ganho estático deve ser:

6,0

1D =−=−=

A indutância L do conversor deve ser:

()() ()()

TVoDD

4,14

67,62

1040606,0116,02

112

⋅

⋅⋅⋅−⋅−⋅

Δ⋅

⋅⋅−⋅−⋅

−

A capacitância de saída deve ser:

()()

F2,222

250006,02

33,3316,02

FV2

Io1D2

μ=

⋅⋅

⋅−⋅

⋅Δ⋅

⋅−⋅

≥

A resistência da carga Ro deve ser:

Ω=== 8,1

2000

O circuito a ser simulado é o mesmo mostrado na Fig. 3.13 (razão cíclica menor que

0,5).

A partir da simulação em condições nominais são mostradas as principais formas de

onda de tensão e de corrente do circuito.

Thiago Naufal Santelo - 2006

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(S1)

50A

VS1:2)

70V

V(VG1:+)+20 V(VG2:+)

VG1

VG2

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms

10.00m

Tempo

I(D1)

50A

V(D1:2,D1:1)

70V

Fig. 3.30 - a) Sinais de comando b) Tensão em S1 c)

Corrente em S1.

Fig. 3.31 - Tensão e Corrente em D1.

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Tempo

I(D1)+I(D2) V(Ro:2) -I(Ro)

80.0

-I(V13) V(V13:+)

100

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms

10.00m

Time

I(T2) V(T2:1,T2:2)

-50

V(T1:1,T1:2)-I(T1)

-50

Fig.3.32 - Tensões e correntes de entrada e de

saída.

Fig. 3.33 - Tensões e correntes em T1 e T2.

9.88ms 9.90ms 9.92ms 9.94ms 9.96ms 9.98ms 10.00ms

Time

I(Co) (V(Co:1)-60)*30

-40

I(L) V(L:1,L:2)*2

100

-20

ΔV

Fig. 3.34 - Tensões e correntes em L e Co.

Thiago Naufal Santelo - 2006

3.4 – GANHO ESTÁTICO CARACTERÍSTICA DE SAÍDA TOTAL

São apresentados a seguir o ganho estático total do conversor

boost de três estados na

Fig. 3.35, a característica de saída total do conversor

boost de três estados e do convencional

nas Fig. 3.36 e Fig. 3.37 e a ondulação de corrente total na Fig 3.38.

Para diferenciar cada modo de operação, na característica de saída total da Fig 3.37, é

destacada em fundo escuro para razão cíclica menor que 0,5, alem disso, é realizado um

aumento na escala vertical para melhor visualização deste intervalo de variação da razão

cíclica. A área da região do modo de condução contínua do gráfico da Fig. 3.37 é maior que

da Fig. 3.36 o que é muito atrativo em projetos de conversores, já que nesta região a tensão de

saída não varia com a variação da carga.

O gráfico de ondulação da corrente total, parametrizada sobre o indutor está mostrado

na Fig. 3.38. A ondulação de corrente possui dois pontos de máxima distintos no intervalo de

razão cíclica 0 < D < 1, sendo em D = 0,25 e D = 0,75. Quando a razão cíclica é igual a 0,5 a

ondulação de corrente é nula, enquanto, neste ponto de operação, no conversor boost clássico,

a máxima ondulação é máxima.

0,5

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

0 < D < 0,5 0,5 < D < 1

Fig. 3.35 - Ganho estático total.

Thiago Naufal Santelo - 2006

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0,85

CONDUÇÃO CRITICA

CONDUÇÃO CONTÍNUA

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,8

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

0,85

CONDUÇÃO CRITICA

CONDUÇÃO CONTÍNUA

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,8

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

DESCONTÍNUA

CONDUÇÃO

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

T1V

IoL2

⋅

⋅⋅

=γ

0,175

0,0625

0,025 0,05 0,075 0,1

0,125 0,15

0,6

0,7

0,8

0,85

0,89

1,25

1,5

1,75

0,3

0,4

0,2

0,1

MCC

MCD

MCC

MODO CONDUÇÃO CRÍTICA

0,5

T1V

⋅

⋅⋅

=γ

Fig. 3.36 - Característica de saída total –

Conversor boost convencional.

Fig. 3.37 - Característica de saída total –

Conversor boost de três estados.

0,75

0,5

0,6

0,7

0,8 0,9 1

0,0625

0,25

0,1 0,2 0,3

0,4

0,03

0,06

0,09

0,12

0,15

0,18

0,21

0,24

0,27

⋅

VoT

⋅

Vo=cte.

0,25

⋅

VoT

⋅

Vo=cte.

Conversor Boost de Três Estados

Conversor Boost Clássico

Fig. 3.38 - Ondulação da corrente total parametrizada no indutor.

Thiago Naufal Santelo - 2006

3.5 – CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo foram apresentados: análises qualitativas, metodologia de projeto e

resultados de simulação em condições ideais.

Estudaram-se os modos de operação em sobreposição (0,5 < D < 1) e não-

sobreposição (0 < D < 0,5) dos comandos dos interruptores, em condução contínua,

descontínua e crítica do conversor CC-CC

boost obtidos através da célula de comutação de

três estados “B”.

Para razão cíclica menor que 0,5 são apresentadas, a seguir, algumas comparações em

relação ao

boost clássico:

¾ Maior número de componentes;

¾ No modo de condução contínuo a ondulação das correntes de entrada e saída são

menos pulsadas, que no conversor

boost clássico;

¾ Na característica de saída, a região de operação de modo de condução contínua é

maior que a região de MCC do conversor

boost clássico;

¾ A ondulação de corrente no indutor boost é menor;

¾ A indutância crítica é menor;

¾ A corrente que circula através dos interruptores é menor;

¾ A freqüência nos elementos reativos é o dobro da freqüência de operação dos

interruptores;

¾ Apenas 50% da energia fornecida para a carga passam diretamente pelos interruptores

controlados graças ao acoplamento magnético dos enrolamentos do transformador.

No caso para razão cíclica maior que 0,5, são apresentadas, a seguir, algumas

comparações em relação ao boost clássico:

¾ A corrente de entrada não é pulsada, e a corrente antes do capacitor do filtro é pulsada,

similar ao conversor

boost clássico;

¾ A área da região no modo de condução descontínua é menor, que a mesma área

relativa, no conversor

boost clássico;

¾ O valor da máxima ondulação de corrente através do indutor é menor;

¾ A freqüência dos elementos reativos é o dobro da freqüência de comutação dos

interruptores, o qual permite redução de peso e de volume.

Próximo à área de transição de modos de operação de razão cíclica, em D = 0,5, a

ondulação de corrente sobre o indutor é menor, quase nula, nesta região o conversor

boost de

três estados possui ausência de região de modo de condução descontínua. Ao contrário, no

Thiago Naufal Santelo - 2006

conversor boost clássico, é a região onde a ondulação de corrente sobre o indutor é máxima e

a faixa de MCD é mais larga.

O conversor apresentado torna-se bastante atrativo em aplicações onde o volume e o

rendimento são essenciais. Esta topologia duplica a freqüência de

ripple nos elementos

reativos, diminui a metade a corrente circulante nos interruptores.

O estudo deste conversor CC-CC foi dividido em duas partes, para razão cíclica menor

que 0,5 e maior que 0,5, pois o equacionamento nessas opções de operação é diferente. Nos

próximos capítulos ele é empregado como pré-regulador de tensão e alto fator de potência

para fontes de alimentação CA-CC, para o correto funcionamento realizando a correção ativa

do fator de potência é necessário que a razão cíclica module em toda a faixa (0 < D < 1).

Em aplicações CC-CC o conversor

boost formado com a célula de comutação de três

estados pode operar em uma razão cíclica definida fixa, em regime permanente, o melhor

ponto de operação torna-se quando a razão cíclica é próxima de 0,5.

Thiago Naufal Santelo - 2006

CAPÍTULO 4

ETIFICADOR PRÉ-REGULADOR DO FATOR DE POTÊNCIA EM

ESTÁGIO ÚNICO DE PROCESSAMENTO DE ENERGIA

4.1 – INTRODUÇÃO

Para uma eficiente transmissão de energia da fonte para a carga, é desejável maximizar

a potência média, com a minimização dos valores eficazes de tensão e corrente, portanto,

minimizando-se as perdas.

O fator de potência (FP) é a figura de mérito que avalia quanto eficiente é a

transmissão de energia. Ele é definido como sendo a potência média dividido pela a

multiplicação da tensão eficaz pela corrente eficaz, segundo mostra a equação (4.1).

)()(

)(

eficazeficaz

média

CorrenteTensão

Potência

⋅

(4.1)

O fator de potência está sempre entre 0 e 1, sendo a relação entre potência ativa (P) e

potência aparente (S).

Está associado ao FP, o defasamento angular entre a tensão e a corrente e a distorção

harmônica. O deslocamento angular entre tensão e corrente contribui para o decréscimo do

cos(

φ), enquanto que, a distorção harmônica contribui para o decréscimo do fator de distorção

(FD). O produto de cos(

φ) por FD é igual ao fator de potência.

Retomando a introdução, distorção harmônica de corrente ou de tensão, é a somatória

das formas de onda diferentes da fundamental da rede senoidal, adicionando assim,

características diferentes as formas de onda senoidal.

Neste capítulo, é apresentada uma forma de correção ativa do fator de potência para

diminuir a distorção harmônica total (DHT).

Nas fontes de energia mais simples, o emprego mais comum, é a utilização de uma

ponte retificadora clássica a diodos, seguidos de um filtro capacitivo, mostrado na Fig. 4.1(a).

Porém, esta configuração só pode ser utilizada para potências baixas.

Devido ao elevado valor do capacitor de saída do retificador, a corrente torna-se

pulsada com picos nos instantes de carga do capacitor, causando uma alta distorção

harmônica na corrente de entrada e, como este formato de onda da corrente não acompanha as

variações de tensão da rede, resulta em um baixo valor do fator de potência.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Estes problemas podem ser eliminados utilizando-se pré-reguladores de tensão de alto

fator de potência, colocado entre a ponte retificadora e o capacitor de saída, como mostrado

na Fig. 4.1(b), para que a corrente de entrada siga o mesmo formato de onda da tensão da

rede.

Neste capítulo é mostrada a seqüência de como chegou à topologia do conversor CA-

CC proposto em estágio único de processamento de energia.

(a)

PONTE

RETIFICADORA

(b)

PONTE

RETIFICADORA

PRÉ-REGULADOR

CONVERSOR

CC-CC

Fig. 4.1 – (a) retificador clássico, (b) pré-regulador de tensão com elevado FP.

Todos os conversores CC-CC podem ser utilizados como estágio pré-regulador de

tensão. Porém, a topologia mais utilizada para esse tipo de aplicação é o conversor

boost

clássico, pelo fato de não possuir corrente pulsada na entrada e apresentar outras vantagens

em relação a outras topologias CC-CC clássicas.

A contínua demanda de pré-reguladores de maior potência tem incentivado a procura

de topologias de maior rendimento e reduzido volume. Por esta razão, visando à aplicação das

topologias básicas com célula de comutação de três estados, é escolhido o conversor boost

gerado a partir da célula “B” [1], para ser testado como pré-regulador de tensão de alto fator

de potência.

4.2 - CORREÇÃO ATIVA DO FATOR DE POTÊNCIA UTILIZANDO A CÉLULA DE COMUTAÇÃO

DE DOIS ESTADOS

Na Fig. 4.2 é apresentado o conversor

boost convencional aplicado para a correção

ativa em estágio após a retificação. Em destaque a célula de dois estados.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Fig. 4.2 – conversor CA-CC boost convencional.

Segue a descrição das etapas de funcionamento do mesmo. Considerando o conversor

boost em sua configuração CC-CC, resumidamente mostrado na Fig. 4.3, temos que, na etapa

(A) o indutor armazena a energia, em (B) o indutor e a fonte fornecem energia à carga e na

etapa (C) a chave M1 e o diodo D5, encontram-se bloqueados e ocorre a descontinuidade da

corrente (modo de condução descontínua). Considerando-se que a tensão de rede é senoidal e

a freqüência de chaveamento muito maior que a freqüência da tensão de rede, assume-se que

para cada período de chaveamento as etapas de operação descritas são válidas, porém, com

amplitudes de tensão e corrente variáveis com a tensão de entrada.

(A) (B) (C)

Fig. 4.3 – etapas de funcionamento do conversor boost.

No conversor CA-CC

boost convencional, em comparação com o conversor boost de

estágio único CA-CC [2,3], mostrado na Fig. 3.4, as perdas em condução são significantes

porque a corrente sempre flui simultaneamente por três semicondutores de potência, dois

deles são diodos, e o outro, dependendo da etapa de operação, é um interruptor ou um diodo.

O conversor de estágio único opera com perdas de condução menores, isto porque a corrente

flui simultaneamente sempre por dois semicondutores, em vez de três. Nota-se também neste

circuito que houve uma substituição dos pares D1 – D3 e D2 – D4 por duas células de

comutação simples (dois estados), como é destacada na Fig. 4.4, composta por um interruptor

passiva (diodo), um interruptor ativo (MOSFET). Entre os terminais a-b está conectado um

ramo com características de fonte de tensão (ramo capacitivo - Co), no terminal c, está

Thiago Naufal Santelo - 2006

conectada um ramo com características de fonte de corrente (ramo indutivo – L1). Este

conversor está apresentado na literatura [4, 20,21].

D4D3

aa'

Fig. 4.4 – conversor CA-CC boost em estágio único.

4.3 - CORREÇÃO ATIVA DO FATOR DE POTÊNCIA UTILIZANDO A CÉLULA DE COMUTAÇÃO

DE TRÊS ESTADOS

Nesta sessão será realizada a análise do pré-regulador de tensão, de maneira evolutiva.

O emprego da célula B de comutação de três estados, é posicionado de maneira que apresente

o conversor proposto, mostrado na Fig. 4.6, tal conversor é derivado dos conversores

mostrados na Fig. 4.4 e Fig. 4.5.

Na Fig. 4.5 é apresentado o conversor

boost de estágio pré-regulador de tensão com

alto fator de potência [1].

Na Fig. 4.6 é apresentado o conversor

boost de estágio-único operando como

retificador e pré-regulador de tensão com alto fator de potência.

Para ambos os casos o princípio de funcionamento em função da razão cíclica são

iguais, portanto, o comando dos interruptores varia, via modulação PWM, entre valores

menores e maiores que 0,5, no modo de condução contínua em um período da rede.

No caso da Fig. 4.5, o conversor consta dos seguintes elementos: uma fonte de entrada

alternada V1, uma ponte retificadora de diodos DR, um indutor L, um transformador com

ponto médio, dois interruptores controlados S1 e S2, dois diodos D1 e D2 e a carga conectada

em paralelo com um capacitor de filtro Co. Este conversor, em comparação ao conversor pré-

regulador

boost clássico, caracteriza-se por apresentar reduzidas perdas de condução e de

comutação, corrente pouco pulsada tanto na entrada como na saída e o dobro da freqüência de

comutação dos interruptores nos elementos reativos. Como conseqüência, o peso e o volume

são reduzidos. Assim, o dispositivo pré-regulador monofásico, é recomendado especialmente

Thiago Naufal Santelo - 2006

para potências mais elevadas e aplicações onde são requeridas baixas Distorções Harmônicas

Totais (DHT), menores que 4% e fator de potência quase unitário [1].

PONTE

RETIFICADORA

D1 D2

Célula B

Fig. 4.5 – Estágio retificador boost célula de três estados.

A Fig. 4.6 mostra, em destaque, a célula de comutação “B” de três estados. Observa-se

que o indutor L1 está em série com as duas células, sendo compartilhado para ambas. Os nós

(a-b-c) e (a’-b’-c’) estão marcando os pontos onde foi feita uma substituição da célula de

comutação de dois estados pela a de três, operando como se fossem dois conversores

boost,

cada um operando em meio ciclo da tensão da rede. Evolutivamente passaram-se do

conversor da Fig. 4.4 para este proposto na Fig. 4.6.

Fig. 4.6 – Estágio-único retificador e pré-regulador proposto.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Para o funcionamento deste conversor será empregado o controle por valores médios

instantâneos da corrente de entrada. Lembrando que a célula de três estados opera segundo a

lógica PWM e os pulsos de

gates são defasados entre si 180º. Nas figuras Fig 4.7 e Fig. 4.8

são apresentadas os casos simulados para os pulsos de

gate com D > 0,5 (com sobreposição

dos interruptores) e D < 0,5 (sem sobreposição dos interruptores).

Time

24.320ms 24.360ms 24.400ms 24.440ms 2 4.480ms 24. 520ms 24.560ms 24. 600ms 24.640ms24.292ms

V(M2M4)

-10V

10V

20V

V(M1M3)

-10V

10V

20V

SEL>>

Ti me

22.64ms 22.68ms 22 .72ms 22.76ms 22.80ms 22. 84ms 22 .88ms 22.92ms 22.96ms 23.00ms

V(M2M4)

-10V

10V

20V

V(M1M3)

-10V

10V

20V

SEL>>

Fig.4.7 – Comandos de gate para razão cíclica

maior que 0,5.

Fig.4.8 –Comandos de gate para razão cíclica

menor que 0,5.

Os modos de operação estão definidos pela comparação da tensão retificada V1 e a

tensão de saída Vo, em função da razão cíclica dos interruptores controlados. Assim, quando a

tensão V1 é menor que a metade da tensão Vo, o conversor opera com razão cíclica maior que

0,5, com sobreposição dos interruptores (

overlaping mode) e, quando a tensão V1 é maior que

a metade de Vo, este opera com razão cíclica menor que 0,5, sem sobreposição dos

interruptores (

non-overlaping mode). Estas duas situações de operação estão apresentadas na

Fig. 4.9.

modo sem sobreposição

180º

360º

Vo/2

D < 0,5

modo com

sobreposição

D > 0,5

Fig. 4.9 - Modos de operação do conversor em um período de rede.

θπ

−

Thiago Naufal Santelo - 2006

No trecho onde ocorre a transição nos modos de operação, de D > 0,5 para D < 0,5 e

vice versa, a ondulação de corrente é nula, sendo possível notar um estreitamento na forma de

onda da corrente.

O conversor de estágio único da Fig. 4.6 reúne vantagens da célula de comutação de

três estados, citadas a seguir:

1. O dobro da freqüência de comutação dos interruptores nos elementos reativos, como

conseqüência, o peso e o volume são reduzidos;

2. A circulação de corrente pelos interruptores de potência se reduz à metade que a

corrente de entrada;

3. Distribuição do calor proveniente dos semicondutores mais uniforme e eficiente,

pois as perdas são distribuídas no dissipador;

4. Parte da potência de entrada é transferida diretamente à carga (saída) através dos

transformadores, sem ser processada pelos interruptores controlados, assim, as perdas em

condução e em comutação tornam-se menores;

5. Viabilidade de usar interruptores mais baratos, pois é possível o paralelismo de

interruptores de potência nas células.

O emprego da célula de comutação de três estados no conversor se torna possível, pois

em cada bloco (célula) há dois diodos e dois interruptores. Os interruptores devem possuir um

diodo em antiparalelo para as características de retificação em ponte ser preservadas.

No caso dos interruptores, são recomendados para este tipo de aplicações

semicondutores como MOSFET, que possuem intrinsecamente um diodo em antiparalelo, ou

IGBT com diodos encapsulados.

Referente ao circuito de potência, quando o conversor opera em um semiciclo da rede,

um bloco funciona com seus interruptores comandados segundo lógica PWM, enquanto o

outro tem a condução pelos diodos em antiparalelos aos interruptores. Durante o próximo

semiciclo, ocorre uma inversão dos blocos quanto ao modo de condução.

No circuito de comando, uma corrente de referência é comparada com uma amostra da

corrente real que circula através do indutor L1. A amostra da corrente que flui através do

indutor é obtida através de um sensor de efeito Hall. Esta comparação faz com que a corrente

de entrada siga a corrente média instantânea programada, seguindo desta maneira um fator de

potência unitário.

O sinal de erro de corrente é amplificado, obtendo-se um sinal de tensão de controle

Vc na saída do compensador de corrente, que é comparado com dois sinais dentes de serra

(Va e Vb), na entrada do comparador PWM, desta maneira, gerando os pulsos para se obter

Thiago Naufal Santelo - 2006

razão cíclica adequada para o funcionamento dos interruptores de potência. No próximo

capítulo será estudado o controle do conversor.

A seguir estão ilustradas as etapas de funcionamento do conversor para razão cíclica D

> 0,5 e, logo em seguida, o funcionamento para D < 0,5 para um período T de comutação dos

interruptores. A descrição das etapas e as equações são as mesmas para o conversor boost CC-

CC estudado no capítulo anterior. O caminho de circulação das correntes está em destaque nas

Fig. 4.10 e Fig. 4.11.

(a) (b)

M1 M2

Fig.4.10 – Etapas de operação para razão cíclica maior que 0,5 durante o semiciclo positivo.

(b)(a)

Fig. 4.11 – Etapas de operação para razão cíclica menor que 0,5 durante o semiciclo positivo.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Durante o semiciclo negativo ocorre a simetria de todas as etapas descritas em D > 0,5

e D < 0,5, M1 e M2 passam a ter condução pelos diodos intrínsecos enquanto M3 e M4

funcionam sob a lógica PWM. Detalhes destas etapas simétricas podem ser visualizados nas

Fig. 4.12 e Fig. 4.13.

M1 M2

(b)

(a)

M1 M2

(c)

M1 M2

(d)

Fig. 4.12 – Etapas de operação para razão cíclica maior que 0,5 durante o semiciclo negativo.

M4M1 M2

M1 M2

M4M1 M2

M1 M2

(a) (b)

Fig. 4.13 - Etapas de operação para razão cíclica menor que 0,5 durante o semiciclo negativo.

A seguir, estão expostos alguns resultados de simulação com componentes

idealizados, referentes ao circuito retificador de estágio único. Para efeito de simulação,

Thiago Naufal Santelo - 2006

DHT (I1) = 5,4%

FP = 0,998

tomou-se como tensão de entrada V1 = 220Vrms, freqüência de chaveamento Fs = 30kHz e

potência de saída Po = 1kW.

Os picos de corrente nos interruptores e nos diodos de potência ocorrem na metade do

pico de corrente de entrada, como na Fig. 4.14 e Fig. 4.15. Analisando a corrente I1, mostrada

na Fig. 4.14, observa-se que distorção harmônica é muito baixa, inferiores aos limites

estabelecidos pela norma IEC. Na Fig. 4.15 observa-se que o par M1 e M2 conduzem

segundo lógica PWM no semiciclo positivo, enquanto M3 e M4, mostrado na Fig. 4.16,

conduz pela polarização direta dos diodos intrínsecos. Durante o semiciclo negativo, ocorre

uma inversão do par de interruptores que estava conduzindo.

Nas figuras que mostram as correntes nos interruptores, Fig. 4.15 e Fig. 4.16, é

possível notar a diferença quando a corrente circula pelos diodos intrínsecos dos MOSFETs e

quando a corrente circula pelos interruptores. Quando a corrente está fluindo pelos diodos

intrínsecos dos interruptores, a comutação é “suave”, sob freqüência da rede de 60Hz. Quando

a corrente está fluindo pelos interruptores, a comutação está sujeita a freqüência de operação

de 30kHz. As simulações comprovam o que foi descrito nas etapas de funcionamento do

conversor.

Time

16.7ms 33.3ms 50.0ms

I(L1) V(V10:+,V10:-)/20

-20

-10

Fig. 4.14 – Tensão e corrente na rede.

V1/20

Thiago Naufal Santelo - 2006

Time

16.7ms 33.3ms 50.0ms

I(L1) Id(M1) Id(M2)

-8.0A

-4.0A

4.0A

8.0A

Fig.4.15 – Correntes nos interruptores M1 e M2 e corrente da rede.

Time

16.7ms 33.3ms 50.0ms

I(L1) Id(M3) Id(M4)

-8.0A

-4.0A

4.0A

8.0A

Fig. 4.16 – correntes nos interruptores M3 e M4 e corrente da rede.

A seguir está apresentada na tabela 4.1, as amplitudes das harmônicas da corrente de

entrada, referentes aos ensaios de simulação. A amplitude da ordem fundamental é de 4,67A.

Os dados obtidos por meio de simulação são comparados com a norma IEC 61000-3-

2, classe A e B, onde se enquadra o conversor em questão.

, I

Thiago Naufal Santelo - 2006

Os limites de tolerância da classe B são os limites da classe A multiplicado por 1,5.

Como analisado na tabela 4.1, o conversor simulado atende as especificações da norma IEC

61000-3-2 nos limites da classe A e da classe B.

Tabela 4.1 – Norma IEC 61000.3.2, limites de tolerância em valores eficazes da

classe A.

Harmônicas ímpares Harmônicas pares

Ordem

(n)

Máxima

corrente

(classe A)

Conversor

ensaiado

Ordem

(n)

Máxima

corrente

(classe A)

Conversor

ensaiado

3 2,3A 0,020A 2 1,08A 0,150A

5 1,14A 0,032A 4 0,43A 0,087A

7 0,77A 0,017A 6 0,30A 0,15A

9 0,40A 0,017A -

11 0,33A 0,021A -

Por simulação, a distorção harmônica total da corrente de entrada é 5,4% e o fator de

potência do conversor é igual a 0,998.

4.4 – CONSIDERAÇÕES FINAIS

Este capítulo apresentou uma nova técnica para melhorar o fator de potência e alguns

resultados de simulação para validar o funcionamento do circuito em modo de retificação e

correção em um único estágio de potência, essa topologia/configuração possibilita minimizar

as perdas na condução, melhorar a distribuição da circulação de corrente pelos

semicondutores do circuito e melhorar a eficiência no processamento de energia pelos

interruptores. Foi mostrada a forma como se chegou ao circuito retificador de estágio único de

maneira evolutiva, trocando as células de comutação de dois estados pela célula de três,

obedecendo a localização dos nós (a-b-c) e (a’-b’-c’). Nos resultados simulados esta técnica

proposta permitiu o aumento do fator de potência, aproximadamente 0.998, e redução da

DHT, abaixo de 6%.

Thiago Naufal Santelo - 2006

CAPÍTULO 5

ONTROLE DA CORRENTE DE ENTRADA POR VALORES MÉDIOS

INSTANTÂNEOS

5.1 – INTRODUÇÃO

A correção ativa de fator de potência vem sendo largamente utilizada para permitir

redução de volume e peso dos retificadores, bem como para a obtenção de formas de onda de

corrente da entrada com conteúdo harmônico reduzido.

Este capítulo apresenta o estudo da técnica de controle por valores médios

instantâneos da corrente de entrada aplicada ao conversor elevador proposto. Esta técnica

aplicada no modo de condução contínua é bastante utilizada em pré-reguladores de alto fator

de potência pelo fato de propiciar uma baixa distorção harmônica de entrada e um fator de

potência próximo do unitário. Este método de controle da corrente de entrada é muito

utilizado na correção do fator de potência de retificadores operando em condução contínua de

corrente, sendo portanto, bastante aconselhada para conversores monofásicos de potência

mais elevada. A Fig. 5.1 mostra o diagrama básico da estratégia de controle aplicada ao

conversor

boost CA-CC em estágio único de processamento de energia.

Observa-se que o controle por valores médios instantâneos pode ser aplicado ao pré-

regulador clássico (retificador seguido do conversor

boost) bem como ao retificador

monofásico de reduzidas perdas de condução com algumas modificações. Verifica-se que

neste tipo de controle, disponível em alguns integrados comerciais como o UC 3854 [18],

além de se fazer um sensoriamento da corrente no indutor de entrada, existe um controle da

tensão de saída e um sensoriamento da tensão da rede, retificada ou não, conforme o caso. A

finalidade de cada um desses sinais será tratada nas seções 5.3 e 5.4. A fim de se referenciar

todos os sinais para o terminal negativo do capacitor de saída, torna-se necessário utilizar um

retificador de precisão, como mostrado na Fig. 5.1, um transformador e um sensor de corrente

isolado [1].

Thiago Naufal Santelo - 2006

CD4528

CD4047

LEM

LA 25-NP

UC3854

220V/18V

single-phase

AC-to-DC

0º

180º

drive

M1 M3

drive

M2 M4

Fig. 5.1 – Aplicação do controle por valores médios instantâneos para retificadores de alto fator de

potência.

5.2 – VARIAÇÃO DA RAZÃO CÍCLICA

Retomando ao capítulo 4, na Fig. 4.9, é mostrado como a varia a razão cíclica em um

ciclo da rede. Observando o ganho estático do conversor,

−

, quando D = 0,5, a

tensão de entrada é metade da tensão de saída (

V = ), sendo esse o pondo, o ângulo θ1, a

transição de razão cíclica

A função da rede alternada é definida da seguinte forma:

() ()

θθ

senVpV ⋅=1

≤≤0

(5.1)

Tem-se:

t⋅=

Deslocamento angular da tensão de linha CA [rad],

f⋅⋅=

2 Freqüência angular da tensão de linha CA [rad/seg],

f Freqüência da rede [Hz],

Vp Tensão de pico da linha AC [V],

)(1

V Tensão da rede retificada [V].

Para a análise de cada modo de operação em função do deslocamento angular, são

definidos a seguir:

Modo de sobreposição dos interruptores de

θθ

≤≤ e

πθθπ

≤≤− )(

Modo de não sobreposição dos interruptores de

θπθθ

−≤≤ .

O ângulo

é o instante de transição de um modo para o outro.

Thiago Naufal Santelo - 2006

As etapas de operação na freqüência de comutação dos interruptores são iguais àquelas

estudadas e apresentadas no capítulo 3. Isto considerando que a tensão da rede retificada para

um período de comutação dos interruptores é constante.

5.3 – ESTRATÉGIA DE CONTROLE E TÉCNICA DE MODULAÇÃO

Para emular o conversor como uma carga resistiva, é aplicado o princípio do controle

por valores médios instantâneos. A estratégia de controle proposto para conseguir fator de

potência unitária é mostrada a seguir.

São apresentadas as características da estratégia de controle baseado no princípio de

operação do circuito integrado UC 3854.

¾ Sinal do regulador da tensão de saída (entrada A): ajusta a amplitude da corrente

conforme varia a carga.

¾ Sincronismo (entrada B): define o formato e a freqüência da corrente de referência e é

obtido a partir da tensão retificada V1;

¾ Realimentação da tensão de entrada (Feedforward) (entrada C): a rede de entrada é

atenuada e filtrada, informando ao multiplicador/divisor um nível de tensão CC-CC

proporcional ao valor eficaz da tensão de entrada da rede de alimentação. Através

desta entrada ajusta-se a amplitude da corrente de referência conforme a variação da

tensão de entrada de alimentação CA.

O diagrama de blocos do sistema de controle por valores médios instantâneos da

corrente de entrada aplicados ao conversor, é mostrado na Fig 5.2.

PWM

Ri(s)

Filtro

P.B

Multiplicador

A*B/C

X*X

Rv(s)

Vin

I Lin

Iref

Ei(s)

Vref

Fig. 5.2 - Diagrama de blocos do sistema de controle por valores médios instantâneos.

Thiago Naufal Santelo - 2006

A corrente de referência é comparada com uma amostra de corrente real que circula

através do indutor L1. A amostra da corrente que flui através do indutor é obtida de um sensor

de efeito Hall. Esta comparação faz com que a corrente de entrada siga a corrente média

instantânea programada, conseguindo-se desta maneira um fator de potência unitário.

O sinal de erro de corrente é amplificado obtendo-se um sinal de controle Vc na saída

do compensador de corrente que é comparado com a amplitude de dois sinais dente de serra

(Va e Vb), na entrado do comparador PWM. Desta maneira informando ao modulador PWM

para se obter uma razão cíclica adequada para o funcionamento dos interruptores de potência.

Os dois sinais dentes de serra Va e Vb defasados em 180º e a tensão de controle Vc, gerados

para comandar os interruptores, são mostrados na Fig. 5.2. Quando a tensão de controle Vc é

igual ou menor que a metade do valor de pico Vpk de Va e Vb o conversor opera no modo de

não-sobreposição (non-overlapping mode). Quando a tensão de controle Vc é igual ou maior

que a metade do valor de Vpk, o conversor opera no modo de sobreposição (overlapping

mode).

Va Va

Vb Vb

Vp k/2

Vp k

Vpk/2

Vpk

Vp k/2

PWM1 PWM1

PWM2 PWM2

PWM 1

PWM 2

NON-OVERLAPPING MODE OVERLAPPING MODE

T/2 T

T/2

Fig. 5.3 – estratégia de modulação dos interruptores do conversor.

5.4 – ESTUDO DO CONTROLE DO CONVERSOR

Para se obter uma corrente de entrada senoidal e em fase com a tensão da rede, é

necessário um sistema de controle da corrente de entrada em malha fechada. Isto

principalmente para garantir a estabilidade do sistema.

No diagrama exposto na Fig. 5.3 pode-se verificar a presença de três malhas de

controle, uma da tensão de saída, outra da tensão de entrada (feedforward) e outra de corrente

e também a presença de um multiplicador/divisor. A malha de tensão de saída é responsável

pela regulação da tensão de saída; nela há a monitoração da tensão de saída, a comparação

Thiago Naufal Santelo - 2006

desta com uma referência gerando um sinal de erro que passa por um compensador. O sinal de

saída deste compensador entra no multiplicador (entrada A) e é responsável pela regulação da

tensão de saída no que diz respeito a variações de carga. As outras duas entradas do

multiplicador têm as seguintes funções: (B) fornecer à malha de corrente informação referente

ao formato e à freqüência da tensão de entrada; (C) controle feedforward - a tensão de entrada

passa pelo filtro passa-baixa, que gera um sinal proporcional ao valor eficaz da tensão de

entrada. Este sinal é responsável pela regulação da tensão de saída quanto a variações da

tensão de entrada, mantendo a malha de tensão livre da responsabilidade de atuar quando

houver variações na entrada. A elevação deste sinal ao quadrado faz com que o ganho da

malha de tensão permaneça praticamente constante. Na saída do multiplicador tem-se a

referência de corrente para comparação com a corrente monitorada no indutor (a monitoração

se dá através de um resistor de baixo valor em série com o indutor). Esta comparação gera o

sinal de erro que entra no compensador de corrente, o qual gera um sinal de tensão

proporcional a razão cíclica desejada. A razão cíclica é obtida no bloco PWM, onde o sinal de

saída do compensador de corrente é comparado com um sinal tipo “dente de serra” gerando os

pulsos de comando para o interruptor.

Este controle é implementado na prática com o circuito integrado UC3854. Este

integrado tem como principais funções: multiplicador/divisor, circuito de comando para o

interruptor, comparador, gerador de “dente de serra”, compensador para tensão de referência,

comparador para proteção, habilitador compatível com circuitos TTL e partida progressiva.

5.4.1 – Modelagem do Conversor

Para que se possam projetar os compensadores das malhas de controle para o

conversor, deve-se inicialmente obter a função de transferência G(s)= IL1(s)/D(s), que pode

ser obtida através do método da chave PWM, [3, 19, 20]. O modelo para pequenos sinais é

similar ao do boost convencional, o que permite que o projeto dos compensadores e a

modelagem do conversor possam ser feitos da maneira convencional. Através do método da

chave PWM pode-se chegar a duas funções de transferência para o conversor, uma

simplificada e outra que leva em consideração a ondulação da tensão de saída. A função de

transferência simplificada, equação (5.2).

⋅

)(

)(1

)(

(5.2)

Thiago Naufal Santelo - 2006

Verifica-se apenas um pólo na origem, que garante um erro estático próximo de zero.

Porém, para parâmetros típicos do conversor, tem-se que a freqüência de cruzamento de

ganho aproxima-se, em alguns casos pode até ultrapassar da freqüência de comutação e, neste

caso, deve-se aplicar a teoria de sistemas amostrados para tratar o sistema corretamente.

Através de estudos, chega-se a conclusão que são inseridos dois zeros no semiplano direito da

função de transferência com valores de freqüência iguais à metade da freqüência de

comutação e, portanto, o efeito da amostragem pode ser desprezado, uma vez que é necessário

garantir a estabilidade até a metade da freqüência de comutação. Deve-se, todavia observar a

margem de fase, pois podem atingir valores muitos pequenos ao aproximar-se da freqüência

de cruzamento. Função de transferência completa está representada na equação (5.3).

)1(11

)2(

)(

)(1

DRsLsCRL

CRsV

ooo

−+⋅+⋅⋅⋅

⋅⋅

⋅

(5.3)

Nesta função de transferência, mais completa, nota-se a dependência com o ponto de

operação do conversor, além dos parâmetros do circuito. Verifica-se a existência de um zero e

dois pólos.

A aproximação realizada na primeira função de transferência é mais fiel quanto maior

a freqüência de comutação do conversor. Outra função de transferência pertinente é a Gv(s)=

Vo(s)/IL1(s), que será utilizada para o projeto do compensador de tensão. Assim, a função de

transferência Gp(s) poderá ser utilizada para a região perto da freqüência de cruzamento e

para a análise de estabilidade do sistema.

Para efeito de simplificação, a função de transferência Gp(s) será utilizada para o

projeto do compensador de corrente adequado para esse tipo de controle.

Verifica-se que a função de transferência Gp(s) do conversor apresenta um pólo na

origem, o que lhe confere um decréscimo no ganho de -20 dB/dec e uma fase igual a -90º. O

sistema é inerentemente estável, com uma freqüência de cruzamento de ganho dependente da

indutância de entrada e situada usualmente nesse tipo de aplicação, na faixa de algumas

dezenas de quilohertz.

Para se obter uma corrente de entrada senoidal e em fase com a tensão de alimentação,

é necessário um sistema de controle da corrente de entrada em malha fechada. O diagrama

básico de controle é mostrado na Fig. 5.4. Uma amostra da corrente de entrada é obtida

através da queda de tensão sobre um sensor de corrente, por exemplo, um resistor shunt ou

sensor de efeito Hall, e comparada com uma referência de corrente senoidal, passando por um

Thiago Naufal Santelo - 2006

regulador apropriado. A tensão de erro do regulador é comparada com uma onda dente-de-

serra para a correta geração dos pulsos de comando do interruptor.

A partir do esquema apresentado, pode-se modificar a função de transferência da

corrente de entrada do conversor considerando-se que a amostra da corrente de entrada é

obtida através de um resistor shunt e que a razão cíclica D do conversor é traduzida por uma

tensão de erro do regulador a ser comparada com uma onda dente-de-serra. Assim, a função

G1(s) representa a função de transferência da tensão sobre o sensor de corrente com respeito à

tensão de erro do regulador de corrente. A função G1(s) é representada pela expressão (5.4).

Fig. 5.4 - Diagrama básico de controle da corrente de entrada.

inT

shrsh

LsV

⋅⋅

⋅

(5.4)

Onde:

rsh

- Tensão sobre o sensor de corrente (Resistor shunt),

- Tensão de erro do regulador de corrente,

- Amplitude do sinal dente de serra.

5.4.2 – Compensador de Corrente

O compensador de corrente mais utilizado [18] é uma rede RC de dois pólos e um

zero. O diagrama do regulador é mostrado na Fig. 5.5.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Ccz

Rci

Rmo

Ccp

Rcz

(a) - Regulador de Avanço-Atraso de Fase de 2 polos e 1 zero, compensador PI com Filtro.

(b) - Diagrama de Bode – módulo. (c) - Diagrama de Bode – fase.

Fig. 5.5 - compensador de corrente

A função transferência do compensador de corrente é definida pela expressão (5.5).

()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅=

(5.5)

Em função dos parâmetros do circuito é dada a expressão (5.6).

()

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅⋅

⋅+⋅⋅+⋅

⋅⋅+

cpcz

cpczcz

cpczi

czcz

CCR

ssCCR

CRs

(5.6)

As freqüências dos pólos e do zero são definidas pelas expressões 5.7 a 5.10.

()

cpczi

CCR

+⋅⋅⋅

(5.7)

(5.8)

czcpcz

cpcz

RCC

⋅⋅⋅⋅

(5.9)

Thiago Naufal Santelo - 2006

czcz

⋅⋅⋅

(5.10)

Os critérios para alocação das singularidades do compensador são:

¾ A freqüência de operação do indutor é duas vezes da freqüência de comutação dos

interruptores (F

= 2Fs);

¾ A freqüência de cruzamento por zero do ganho deve ser 1/10 da freqüência de

operação do indutor;

¾ O primeiro pólo é alocado na origem;

¾ O segundo pólo deve ser alocado a metade (1/2) da freqüência de comutação dos

interruptores;

¾ O zero deve ser alocado em 1/3 da freqüência de cruzamento;

¾ O ganho do compensador deve ser ajustado para satisfazer o critério da freqüência de

cruzamento do ganho (comumente 18dB).

Todos os critérios devem ser adotados para garantir uma boa estabilidade do sistema.

A rapidez da resposta do compensador depende da alocação da freqüência de cruzamento e a

alocação do zero com relação à freqüência de amostragem F

/2.

5.4.3 – Compensador de Tensão

Este compensador precisa ter uma resposta lenta a variações para que não haja

distorção na corrente de entrada, pois uma ação de controle muito rápida causaria uma

variação também rápida na referência de corrente levando esta a não mais ser uma senóide.

A compensação da tensão de saída é realizada por uma rede RC com características

filtro passa-baixa. A freqüência de corte deve ser muito baixa para atenuar a freqüência de

120Hz na saída do compensador. O circuito e o diagrama de Bode do compensador são

apresentados na Fig. 5.6.

A função de transferência deste compensador é apresentada a seguir, expressão (5.11).

()

KsG

⋅=

(5.11)

Em parâmetros do circuito tem-se a expressão (5.12).

()

vdvi

CRs

⋅⋅+⋅

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−=

(5.12)

Thiago Naufal Santelo - 2006

O critério para alocar o pólo do compensador é projetar a freqüência de corte menor

que um quarto da freqüência de oscilação da rede, usualmente entre 10Hz e 20Hz.

(b) Diagrama de Bode – módulo.

(a) – Circuito do compensador

Fig. 5.6 - Compensador de tensão

5.4.4 – Malha Direta de Controle da Tensão de Entrada (FEEDFORWARD)

Esta forma de controle minimiza os efeitos da variação de tensão de entrada, atuando

de modo antecipativo, uma vez que se sabe de antemão da variação periódica da tensão de

entrada.

A malha

feedforward é, em sua forma mais utilizada, um filtro passa-baixa que

transforma a tensão de entrada senoidal retificada em uma tensão CC com uma pequena

ondulação, como mostra a Fig. 5.7. Esta tensão CC será proporcional ao valor eficaz da tensão

de entrada, fazendo com que a amplitude da referência senoidal de corrente varie de acordo

com o valor eficaz da tensão de entrada.

Observa-se através da Fig. 5.7 que a tensão CC, antes de entrar no bloco

multiplicador/divisor, é elevada ao quadrado. Isto faz com que o ganho da malha de tensão

seja constante. Sem esta operação o ganho da malha de tensão mudaria com o quadrado da

variação do valor médio (proporcional ao valor eficaz) da tensão retificada de entrada.

Thiago Naufal Santelo - 2006

A existência de ondulação na saída deste filtro passa-baixa provoca distorção na

corrente de referência e conseqüentemente na corrente de entrada. Para cada 1% de ondulação

na saída do filtro, tem-se 1% de terceira harmônica na corrente de entrada [18].

Um filtro passa-baixa de dois pólos confere boa atenuação da ondulação na saída do

filtro e uma resposta satisfatória, frente a variações da tensão de entrada. Na Fig 5.9

apresenta-se o circuito utilizado.

Rff1 Rff2

Rff3

Vnode

Vff

VinA

Fig. 5.7 – Compensador feedfoward.

As expressões de (5.13) a (5.17), são equações de projeto que satisfazem as

recomendações do circuito integrado UC3854, apresentadas no catálogo.

inA

⋅

(5.13)

321

ffffff

ffinA

RRR

⋅

(5.14)

(

)

()

321

ffffff

ffffinA

node

RRR

RRV

+⋅

(5.15)

node

5,7=

(5.16)

()

ffff

node

(5.17)

ffp

⋅⋅⋅

(5.18)

ffp

⋅⋅⋅

(5.19)

Onde:

inA

– tensão média de entrada, considerada 90% da eficaz de entrada V1 e a isolação

com um trafo de relação 220V/18V;

Thiago Naufal Santelo - 2006

– tensão de feedforward, valor recomendado entre 1,14 a 4,5V;

node

– tensão no primeiro nó do filtro, valor recomendado 7,5V;

– freqüência dos dois pólos reais do filtro, valor recomendado a 1/6 de 120Hz.

Para o projeto, é necessário definir a quantidade percentual de terceira harmônica que

esta malha acrescentará à corrente de entrada. A ondulação da segunda harmônica é 66,2% da

tensão de entrada. O ganho do filtro é dado pela expressão (5.20).

()

2,66

TDH

(5.20)

A freqüência do pólo é obtida a partir da expressão 5.21.

ffpp

GFf ⋅⋅= 2

(5.21)

5.5 - CIRCUITO INTEGRADO DE CONTROLE E COMANDO DO CONVERSOR

O circuito de controle e comando do conversor é baseado no circuito integrado

UC3854, que tem seu esquema interno apresentado na Fig. 5.8.

Fig. 5.8 - Diagrama interno do circuito integrado UC3854.

As funções do circuito integrado são, a seguir, apresentadas.

Pino Nome Função

1. GND Terra;

2. PKLMT Limita a corrente máxima sobre o interruptor principal. Uma vez negativo,

os pulsos para o interruptor são inibidos;

Thiago Naufal Santelo - 2006

3. CA Out Saída do compensador de corrente;

4. ISENSE Entrada inversora do compensador de corrente;

5. Mult Out Saída do multiplicador. Entrada não inversora do compensador de

corrente;

6. IAC Uma das entradas do multiplicador. Deve conter as informações sobre a forma

e freqüência da tensão de entrada do conversor;

7. VA Out Uma das entradas do multiplicador. Saída do compensador de tensão. Leva

informação sobre o valor médio da tensão de saída;

8. VRMS Uma das entradas do multiplicador. Deve conter um valor proporcional ao

valor eficaz da tensão de entrada do conversor. Geralmente a saída de um filtro;

9. REF Tensão de referência gerada internamente VREF = 7,5V;

10. ENA Habilitação. Entrada lógica, quando em nível baixo, são inibidas todas as

funções do CI;

11. VSENSE Entrada inversora do amplificador de tensão;

12. RSET Resistor para limitar a corrente de carga do oscilador e ajuste da freqüência

de operação;

13. SS Partida progressiva;

14. CT Capacitor, que junto com o resistor do pino 12 definem a freqüência de

operação do circuito;

15. VCC Tensão de alimentação. (18 – 30 Vdc);

16. GT Drv Pulsos de comando para o interruptor principal.

Os pinos 14 e 15 deste circuito integrado não serão utilizados no conversor, será

gerada a forma de onda “dente de serra” de um circuito externo e será montado dois drivers

para ataque dos quatro interruptores de potência.

5.6 – CIRCUITO GERADOR DE SINAIS DENTES DE SERRA

O gerador de sinais dentes de serra, defasados em 180º entre si, foi proposto em [1, 10]

para comandar os conversores do tipo

push-pull com razão cíclica de 0 a 1. Isto com o mesmo

propósito que está sendo aplicado neste trabalho para conseguir alto fator de potência.

O gerador de sinais dentes de serra, o modulador PWM e os circuitos

drivers de

comando dos interruptores são mostrados na Fig. 5.9, [23].

Thiago Naufal Santelo - 2006

CD4528

P8 P9

P10

P11

P12

P13

P14

P15

P16

CD4047

P7 P8

P10

P11

P12

P13

P14

POT

100k

82p

Vcc

5K6

27p

5K6

100n

2.2n

5.1

Q2N2222

Q2N2907

Vcc

5.6n

5.1

1k5

100n

5k6

Q2N2907

2.2n

Q2N2

222

5.1

G2/G4

Q2N2222

100n

1k5

Vcc

100

Q2N2907

Vcc

D1N4936

820

Vcc

LM311

V+

V-

1k5

5.6n

100n

5.1

Q2N2907

2.2n

5k6

Q2N2907

Q2N2222

G1/G3

Vcc

100

Vcc

D1N4936

820

LM311

3 1

V+

V-

1k5

100n

Q2N2907

2.2n

POT

100K

POT

100K

100n

VC - tensão de controle

Fig. 5.9 – Diagrama do gerador de sinais dentes de serra defasados 180º entre si.

5.7 – CONSIDERAÇÕES FINAIS

Neste capítulo foi apresentado um modelo do conversor elevador (boost) para

emprego da técnica de controle por valores médios instantâneos da corrente de entrada.

O estudo do controle por valores médios instantâneos da corrente de entrada foi

realizado através da técnica da chave PWM de Vorpérian.

O circuito integrado UC 3854 foi apresentado, sendo feita uma descrição detalhada do

seu funcionamento, suas malhas internas e sua pinagem.

Foi apresentado o circuito gerador de sinais dentes de serra defasados 180º entre si

acoplados aos

drivers.

A técnica de controle por valores médios instantâneos da corrente de entrada se mostra

como uma das soluções mais atrativas para a obtenção de corrente de entrada senoidal em pré-

reguladores para altas potências e também para baixas potências.

Thiago Naufal Santelo - 2006

CAPÍTULO 6

ROCEDIMENTO DE PROJETO E RESULTADOS EXPERIMENTAIS

6.1 - PROCEDIMENTO E EXEMPLO DE PROJETO

Nesta seção serão apresentados o procedimento e o exemplo de projeto de um

regulador de alto fator de potência e baixa taxa de distorção harmônica, empregando o

conversor

boost de três estados com controle por valores médios instantâneos de corrente [1].

A Fig. 6.1 mostra o esquemático do conversor proposto já dimensionado. Este

dimensionamento será detalhado a seguir.

6.1.1 – Especificações

As especificações do conversor simulado no capítulo 4, são retomadas com mais

detalhes, para validar os conceitos na experimentação.

= 1kW Potência de saída;

= 220V Tensão eficaz de entrada;

= 400V Tensão de saída.

Para realizar o projeto são adotados os seguintes parâmetros:

= 30kHz Freqüência de comutação dos interruptores;

ΔI

= 1,325A

Ondulação de corrente através de L (20% de I1p);

ΔV

= 10V

Ondulação de tensão sobre C;

η = 0,97 Rendimento.

O valor do parâmetro

α, relação entre tensão de entrada e saída, é obtido a partir da

expressão (6.1) e o valor de Vp, tensão máxima de entrada, pela expressão (6.2).

(6.1)

⋅= VV

(6.2)

Logo, α é igual a 1,286. O ângulo de transição entre os modos de razão cíclica menor

que 0,5 e maior que 0,5, é obtido através da expressão (6.3).

radsen

sen

6982,0

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⎟

⎠

⎞

⎜

⎝

⎛

⋅

−−

(6.3)

Na expressão (6.4) obtém-se a corrente na carga para a potência projetada.

(6.4)

Thiago Naufal Santelo - 2006

O protótipo de 1kW é implementado em laboratório para validar o estudo teórico do

conversor CA-CC com alto fator de potência, Fig 6.2.

CD4528

P8 P9

P10

P11

P12

P13

P14

P15

P16

CD4047

P7 P8

P10

P11

P12

P13

P14

POT

100k

82p

Vcc

5K6

27p

5K6

100n

2.2n

5.1

Q2N2222

Q2N2907

Vcc

5.6n

5.1

1k5

100n

5k6

Q2N2907

2.2n

Q2N2

222

5.1

G2/G4

Q2N2222

100n

1k5

Vcc

100

Q2N2907

Vcc

D1N4936

820

Vcc

LM311

V+

V-

1k5

5.6n

100n

5.1

Q2N2907

2.2n

5k6

Q2N2907

Q2N2222

G1/G3

Vcc

100

Vcc

D1N4936

820

LM311

3 1

V+

V-

1k5

100n

Q2N2907

2.2n

POT

100K

POT

100K

100n

630uH

M2M1

LEM

LA 25-NP

820K

POT

10K

27K

AB/

UC3854

P4P5

P10

P11

P15

P16

P13 P14 P12

7.5K

Vref

220V/18V

Vcc

LM324

D1N4148

120K 33K

33K

39K

390n

1.5u

10K

100

LM324

10K

1.5K

820p

4,7n

7,5K

80n

150K

10K

5.6n

2.2u/35V

4.9K

Fig.6.1- Circuitos de potência e de controle do protótipo implementado.

Thiago Naufal Santelo - 2006

(a) –Vistas dos circuitos de potência e de comando.

(b) – Detalhe do circuito de

comando/controle.

Fig. 6.2 – Fotografia do protótipo implementado.

6.1.2 – Projeto e Especificações dos Componentes do Conversor

Para simplificar a metodologia de projeto, os esforços de tensão e corrente nos

componentes do conversor, são obtidos para condições nominais de funcionamento.

Indutor boost:

Cálculo da indutância.

A indutância é calculada para a máxima ondulação de corrente ao longo de meio ciclo

da rede. Considerando-se 20% do pico da corrente de entrada, obtém-se a indutância a partir

da expressão (6.5).

boost

⋅Δ⋅

(6.5)

O valor da indutância calculada é de 628,9µH mas, para projeto é adotado 630µH

Esforços de corrente.

A corrente eficaz que circula através do indutor é obtida da expressão (6.6) e a

máxima corrente de pico que circula através do indutor é dado pela expressão (6.7).

686,4

⋅⋅

efL

(6.6)

627,6

⋅⋅

(6.7)

Thiago Naufal Santelo - 2006

A corrente eficaz de entrada do conversor é 4,686A e a máxima corrente de pico do

indutor é 6,627A

Projeto físico do indutor.

Por motivo de simetria, e

lay-out do circuito de potência optou-se por dividir o indutor

em dois de 315µH.

- Escolha do núcleo:

Seguem os parâmetros a serem utilizados:

kw = 0,7 Fator de utilização da janela;

max

= 350

Densidade de corrente [

/cmA ];

max

= 0,2 Máxima densidade de fluxo [T];

AeAwAp ⋅

Produto das áreas do núcleo e da janela [

cm ].

Pela expressão (6.8) obtém-se o valor de Ap:

996,1

maxmax

⋅⋅

⋅⋅⋅

BJkw

IIL

efLpLboost

(6.8)

O núcleo escolhido que atende a área calculada foi o E-55/28/21 – IP12 da Thornton,

cujos dados são indicados a seguir:

Ap = 8,85

;

Ae = 3,54

;

Aw = 2,5

O núcleo deste projeto foi super dimensionado, pois era um material disponível no

laboratório em abundância.

Número de espiras (NL).

O número de espiras é calculado através da expressão (6.9).

485,29

max

⋅

⋅⋅

BAe

pLboost

(6.9)

Para o projeto é assumido NL = 30 espiras.

Entreferro (Lg).

O entreferro é calculado utilizando a expressão (6.10). A constante de permeabilidade

magnética do vácuo é

= 4π10

-7

H/m.

][127,010

boost

eLo

=⋅

⋅⋅

−

(6.10)

Dimensionamento dos Condutores.

Como a corrente que circula através do indutor é de baixa ondulação de alta

freqüência, as perdas por efeito skin são desprezadas.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Através da expressão (6.11) é determinada a seção do condutor para conduzir o nível

de corrente desejado.

max

013,0 cm

Lef

(6.11)

Para projeto é escolhido o fio esmaltado 22AWG, com área:

0,003255 cmS

= .

Para conseguir o valor da seção expressa por (6.10) utilizando o fio escolhido, são

associados fios em paralelo, calculados pela expressão (6.12).

][113,4 fios

(6.12)

Adota-se para projeto 5 fios em paralelo.

Utilização da janela.

O fator de utilização da janela é encontrado pela expressão (6.13).

195,0=

⋅⋅

fioLL

SNn

(6.13)

O valor calculado é menor que o valor assumido de 0,7. Portanto, a montagem não

apresentará problemas de falta de espaço.

•

Cálculo térmico.

As perdas magnéticas do núcleo de ferrite são determinadas pela expressão (6.14)

considerando a variação do fluxo igual a:

04,0

max

=⋅

=Δ

WVFKFKBP

eLELHmagL

036,0)(

24,2

=⋅⋅+⋅⋅Δ=

(6.14)

Onde:

kHz60f2f

=⋅=

Freqüência de operação do indutor;

T03,0B

Variação de fluxo magnético;

104K

−

⋅=

Coeficiente de perdas por histerese;

104K

−

⋅=

Coeficiente de perdas por corrente parasitas;

cm5,42V =

Volume do núcleo.

As perdas no cobre são calculadas pela expressão (6.15).

cm10078,2p

⋅Ω⋅=

−

Resistividade do cobre a 70ºC.

Thiago Naufal Santelo - 2006

INl

efLLt

CUL

976,0

⋅

⋅⋅⋅

(6.15)

Resistência térmica.

A resistência térmica do núcleo é determinada pela expressão (6.16).

71,7)V(28,59R

544,0

eth

°=⋅=

−

(6.16)

Elevação de Temperatura.

O valor determinado pela expressão (6.17).

CPPRT

CumagthL

°=+⋅=Δ 80,7)(

(6.17)

Transformador T

Esforços de Tensão e Corrente

A máxima tensão sobre os enrolamentos do transformador é obtida a partir da

expressão (6.18).

200

(6.18)

A corrente eficaz que circula através dos enrolamentos do transformador é obtida a

partir da expressão (6.19).

343,2

⋅

⋅⋅

Ief

(6.19)

A corrente eficaz no transformador calculada é 2,343A.

A máxima corrente de pico que circula através dos enrolamentos do transformador é

obtida a partir da expressão (6.20).

314,3

⋅

(6.20)

A máxima corrente de pico nos enrolamentos do transformador calculada é 3,314A.

Projeto Físico

O projeto do transformador é realizado considerando o valor da corrente de

magnetização desprezível em relação à corrente de carga. O transformador a ser projetado

apresenta as seguintes características:

- A relação de transformação é unitária;

- O transformador processa somente 50% da energia envolvida.

Nota: O transformador é projetado da mesma maneira que o transformador de um

conversor ponte completa (

full bridge).

Thiago Naufal Santelo - 2006

Escolha do Núcleo

O produto de área é determinado pela expressão (6.21).

maxmax

976,210

)2(

FBjkkk

Sput

=⋅

⋅⋅Δ⋅⋅⋅⋅

(6.21)

Onde:

eWp

AAA ⋅=

Produto das áreas do núcleo e da janela;

Fator de topologia;

= 0,4 Fator de utilização de área da janela;

= 0,41 Fator de utilização do primário;

J = 350 A/cm

Máxima densidade de corrente;

TB 2,0

max

=Δ

Máxima densidade de fluxo magnético.

O núcleo de ferrite selecionado foi o núcleo E-55/28/21 – IP12 da Thornton, cujas

características são indicadas a seguir:

Ap = 8,85

;

Ae = 3,54

;

Aw = 2,5

;

lt = 11,6cm

Ve = 42,5

Número de espiras

O número de espiras dos dois enrolamentos é calculado através da expressão (6.22).

espiras

FBA

54,2310

max

=⋅

⋅⋅⋅

(6.22)

Foram adotadas 24 espiras para cada enrolamento.

Dimensionamento dos Condutores

A bitola do fio é definida considerando o efeito skin calculado pela expressão (6.23).

043,0

5,7

==Δ

(6.23)

O diâmetro é definido pela expressão (6.24)

cmd

086,02 =Δ⋅=

(6.24)

Para o projeto do transformador é escolhido o fio esmaltado 22AWG com seguinte

área:

0,003255 cmS

= (22 AWG) sem isolamento.

Através da expressão (6.25) é determinada a seção do conjunto de fios a ser utilizado

nos enrolamentos do transformador.

Thiago Naufal Santelo - 2006

max

6694c00,0 m

efTl

(6.25)

O número de fios em paralelo para cada enrolamento é calculado pela expressão

(5.26).

fios

057,2==

(6.26)

Serão considerados 2 fios em paralelo.

Fator de utilização da Janela

125,02 =

⋅⋅

⋅=

fisoTT

SNn

(6.27)

O valor calculado é menor que o valor assumido de 0,4. Portanto, a montagem não

apresentará problemas por falta de espaço físico.

Cálculo térmico

As perdas magnéticas do núcleo de ferrite são determinadas pela expressão (6.28).

WVFKFKBP

eTETHmagTl

719,1)(

24,2

=⋅⋅+⋅⋅Δ=

(6.28)

Onde:

kHzff

602 =⋅=

Freqüência de operação do transformador;

TB 15,0

Δ Variação de fluxo magnético;

104

−

⋅=

Coeficiente de perdas por histerese;

104

−

⋅=

Coeficiente de perdas por correntes parasitas;

5,42 cmV

Volume do núcleo.

As perdas no cobre dos dois enrolamentos são calculadas pela expressão (6.29).

cm⋅Ω⋅=

−6

10078,2

: resistividade do cobre a

.70 C°

INl

fTl

efTTlt

CuT

49,02

⋅

⋅⋅⋅

⋅=

(6.29)

Resistência Térmica.

A resistência térmica do núcleo pode ser determinada pela expressão (6.30).

()

eth

=⋅=

−

69,1028,59

544,0

(6.30)

Elevação de temperatura.

O valor é determinado pela expressão (6.31).

)

(

CPPRT

CuTmagTthT

°=+⋅=Δ 02,17

(6.31)

Thiago Naufal Santelo - 2006

A elevação de temperatura ambiente do núcleo é aceitável, considerando que a mesma

será somada à temperatura ambiente de 40 ºC.

Interruptores M1, M2, M3 e M4

Os cálculos dos esforços de tensão e corrente são apresentados a seguir.

Esforços de tensão e de Corrente

A máxima tensão sobre os interruptores é obtida a partir da expressão (6.32).

VVV

oMl

400==

(6.32)

A corrente media dos interruptores é obtida a partir da expressão (6.33).

()

senIo

787,0

−=

⋅

⋅−

απ

(6.33)

A corrente eficaz que circula através dos interruptores é obtida a partir da expressão

(6.34).

()()

senIo

efM

855,1

−⋅

⋅

αα

(6.34)

A corrente de pico no interruptor é obtida pela expressão (6.35).

314,3

⋅

(6.35)

Foi escolhido o MOSFET 5015VBR da APT (advanced Power Technology) que

apresenta os seguintes dados:

VDS = 500 V tensão drain-source;

ID = 32 A corrente de dreno;

RDSon = 0,15

Ω resistência drain-source;

tr = 14 ns tempo de subida;

tf = 11 ns tempo de descida.

Perdas no Interruptor

A perda em condução em cada MOSFET é calculada pela expressão (6.36)

WIRP

efSDSoncS

516,0

=⋅=

(6.36)

As perdas de comutação (entrada em condução e bloqueio) são calculadas pela

expressão (6.37).

WVItt

MefSfrcomS

278,0)(

111

=⋅⋅+⋅=

(6.37)

Thiago Naufal Santelo - 2006

A perda total em cada transistor é dada pela expressão (6.38).

WPPP

comScStotS

7941,0

111

=⋅=

(6.38)

Diodos D1, D2, D3 e D4.

Os cálculos dos esforços de tensão e de corrente são apresentados a seguir:

Esforços de tensão e de corrente

A tensão reversa máxima sobre os diodos é obtida a partir da expressão (6.39).

VVV

lDl

400==

(6.39)

A corrente média que circula através dos diodos é obtida a partir da expressão (6.40).

828,0

⋅

(6.40)

A corrente de pico através dos diodos é obtida a partir da expressão (6.41).

314,3

⋅

(6.41)

Foi escolhido o diodo MUR 460 que apresenta os seguintes dados.

VR = 424 V Tensão reversa.

Vf = 1,28 V Queda de tensão em condução.

If = 40 A Corrente de condução direta.

Cálculos das perdas no Diodo

A perda em condução em cada diodo é calculada pela expressão (6.42).

WIVfP

mDD

06,1

=⋅=

(6.42)

Rendimento Teórico

Considerando todas as perdas teóricas calculadas nos itens anteriores, é possível

determinar as perdas totais do conversor em condições de plena carga através da expressão

(6.43).

DMTLtotal

PPPPP ⋅+⋅++=

(6.43)

O rendimento teórico do conversor em condições de plena carga é calculado pela

expressão (6.44).

total

PPo

(6.44)

Thiago Naufal Santelo - 2006

Capacitor de saída

A expressão (6.45) apresenta o cálculo da capacitância mínima a ser usada.

VoVofr

10658,1

−

×=

Δ⋅⋅⋅⋅

(6.45)

É utilizado para o projeto um capacitor de 780μF.

Resistência de carga

É dado pela expressão (6.46).

Ω== 160

(6.46)

A resistência de carga para potência nominal de 1kW é 160Ω.

Componentes externos ao circuito integrado UC3854

As equações que demonstram os funcionamentos das malhas de realimentação estão

enunciadas no capítulo 4 desta dissertação.

Malha de corrente – pinos 3, 4 e 5

Para o condicionamento do sinal de corrente de entrada do conversor é utilizado o

sensor de efeito Hall Lem LA 25NP, em uma de suas configurações de tap a corrente máxima

na saída do sensor é expressa segundo a expressão (6.47).

AIpI

Psensor

013,0

=⋅=

(6.47)

A corrente de pico na saída do sensor de efeito Hall é igual a 13mA. Utilizando um

resistor de 100Ω na saída do sensor transformou este sinal de corrente em tensão, segundo a

expressão (6.48).

VIV

Psensorsensor

325,1100max =⋅=

(6.48)

A máxima tensão convertida na saída do sensor de corrente é igual a 1,325V. Utilizou

um divisor resistivo com dois resistores de 10kΩ para se obter o efeito de uma queda de

tensão de um resistor shunt de Rsh = 100mΩ, segundo expressão (6.49).

sensor

6625,0max =

(6.49)

Acondicionada para o compensador do equivalente shunt é igual a 0,6625V. A tensão

de pico do sinal dente de serra é de 3V.

Com estes dados informados e empregando as equações do capítulo 4, bem como os

critérios de alocação dos pólos e zeros, são obtidos os seguintes valores de capacitores e

resistores:

Thiago Naufal Santelo - 2006

Ccz = 4,7ηF

Ccp = 180pF

Rci = 1,5kΩ Rmo = 1,5KΩ Rcz = 1,5kΩ

A partir destes valores são traçados os diagramas de Bode (módulo e fase) do

conversor sem compensação, compensado e do compensador de corrente, como mostram as

Fig. 6.3 e Fig. 6.4.

100 1

Mod H

Mod G

ModHG

Conversor compensado

Compensador

Conversor sem

compensação

Fig. 6.3 – Diagrama de Bode do módulo.

100 1

150

100

Fase G

Fase H

Fase HG

Conversor sem

compensação

Compensador

Conversor

compensado

Fi. 6.4 – Diagrama de Bode da fase.

Malha de tensão – pinos 7 e 11

A partir dos dados de projeto para este compensador:

Pin = 1000W Potência nominal;

Vo = 400V Tensão de saída total;

Co = 780 x 10

-6

Capacitor de saída;

ond

= 120Hz Freqüência de ondulação;

ref

= 7,5V Tensão de referência;

vao

= 5V Tensão de saída do compensador;

ΔV

= 4V Variação de tensão na saída do compensador;

%ripple = 0,001 Porcentagem de ripple na entrada ao compensador.

Obtém-se

ripple na saída do conversor de 4,251V com a expressão (6.50).

251,4

⋅⋅⋅

(6.50)

Thiago Naufal Santelo - 2006

O ganho do compensador é definido com a expressão (6.51).

1041,9

−

×=

⋅Δ

rippleV

Gva

(6.51)

Adota-se a resistência Rvi = 820kΩ determina-se o capacitor Cv igual a 171,9ηF, do

compensador, através da expressão (6.52).

GvaRviF

ond

10719,1

−

×=

⋅⋅⋅⋅

(6.52)

Adota-se o capacitor 180ηF.

A freqüência de cruzamento é igual a 11,727 Hz, determinada pela expressão (6.53).

CvCoRviV

727,11

⋅⋅⋅Δ

⋅

(6.53)

O resistor do compensador é dado pela expressão (6.54).

Ω×=

⋅⋅⋅

1054,7

Cvfc

(6.54)

Adota-se o resistor de 82kΩ.

O divisor resistivo do sensor de tensão é projetado de maneira que a soma de suas

tensões, em condições nominais, resulte em 7,5V, que é a tensão de referência interna do

compensador de tensão do CI UC3854, expressão (6.55).

()

10567,1 ×=

−

⋅

ref

VVo

VRvi

Rvd

(6.55)

O resistor Rvd é ajustado com o uso de um trimpot para 15,7kΩ.

Os gráficos das Fig. 6.5 e Fig. 6.6 mostram o diagrama de Bode em módulo e fase

respectivamente do compensador.

1101001

20.059−

59.346−

ModR

110

1.259 f

fp :

1 10 100 1

100

120

140

160

180

173.341

90.618

FaseR

110

1.259 f

diagrama de Fase

Fig.6.5 – Diagrama de Bode do módulo do

compensador.

Fig. 6.6 – Diagrama de Bode da fase do

compensador.

Thiago Naufal Santelo - 2006

Malha feed foward - pino 8.

Com os dados de projeto do início deste capítulo e as equações referentes ao filtro de

segunda ordem (

feedfoward) do capítulo 4, adota-se Rff3 igual a 10kΩ e calculam-se os

parâmetros desta malha:

Rff1 = 33kΩ Rff2 = 39kΩ Rff3 = 10kΩ Cff1 = 390ηF

Cff2 = 1,5μF

Outros elementos externos ao UC3854.

Estes cálculos respeitam a isolação da tensão de entrada, onde contém um trafo com

relação de transformação de 220V/18V.

Rvac: Pino 6

Segue o cálculo nas equações (6.56) a (6.58).

VVV

113,3121

max

=⋅⋅=

(6.56)

ACmax

= 250μA (máxima corrente absorvida pelo pino 6) (6.57)

Ω×==

max

10245,1

Vac

(6.58)

Adotou-se RV

= 120kΩ.

Rb1: entre pino 6 e 9

Segue o cálculo na expressão (6.59).

Ω×==

10111,3

Vac

(6.59)

Adotou-se R

= 33kΩ.

set

: pino 12

Segue o cálculo nas expressões (6.60) e (6.61).

iac

Vac

max

min

105,2

−

×==

(6.60)

Thiago Naufal Santelo - 2006

100

Ω×=

⋅

min

105,7

75,3

iac

set

(6.61)

Rmo: pino 5

Segue o cálculo nas expressões (6.62) e (6.63).

rsp

= 0,6625V (máxima tensão de saído do sensor de corrente LEM

LA 25NP)

(6.62)

Ω×=

⋅

min

10484,1

12,1

iac

Vrs

(6.63)

Adotou-se R

= 1,2kΩ

: pino 14

Segue o cálculo pela expressão (6.64).

fsR

set

10556,5

25,1

−

×=

⋅

(6.64)

Adotou-se C

igual a 5,6ηF.

Rpk1: entre pino 2 e pino 9 e Rpk2: pino 2

Optou-se por não instalar o limitador de corrente de partida instalado nesses pinos do

circuito integrado. Adota-se um valor para Rpk1 e calcula Rpk2 com equação é descrita pela

expressão (6.65)

ref

pksensor

max ⋅

(6.65)

6.2 – RESULTADOS EXPERIMENTAIS

Nesta seção são mostrados os resultados experimentais para o conversor proposto em

duas condições de potência de entrada. Sendo a primeira aquisição, no ponto limite de

distorção da corrente de entrada, a segunda aquisição foi realizada em potência nominal.

A primeira aquisição foi realização com tensão de entrada de 160V, gerando uma

potência de saída ao redor de 650W, enquanto a segunda aquisição foi realizada com tenção

de entrada de 220V, gerando a potência nominal de saída de 1kW.

Thiago Naufal Santelo - 2006

101

Fig. 6.7 – Tensão e corrente da rede.

V1 = 160V (eficaz).

Fig.6.8 – Tensão e corrente da rede.

V1 = 220V (eficaz).

Observa-se nas formas de onda de tensão de entrada versus corrente de entrada que

houve a correção ativa do fator de potência.

Na Fig. 6.7, com alimentação de 160V e potência fornecida a saída de 650W, é

possível identificar os pontos onde ocorrem à transição de razão cíclica de menor que 0,5 para

maior que 0,5 e vice versa, o local onde a ondulação de corrente é mínima, são os pontos de

transição (

θ1) e (π – θ1), como estudados na teoria.

Quando a potência de saída é elevada para seu valor nominal, na Fig. 6.8, a forma de

onda da corrente apresenta um conteúdo harmônico maior que no primeiro caso. A distorção

harmônica da corrente de entrada calculada é DHT = 12,012% e o fator de potência é FP =

0,992. Essa distorção tem como principais motivos a desigualdade da largura dos pulsos que

atacam os interruptores M1, M2, M3 e M4. Outro motivo, é a falta de uma perfeita iteração

entre as malhas de controle, que pode ser minimizado com o refino do projeto dos

compensadores: de corrente, malha da tensão de saída e malha do filtro

feed-forward.

Para verificar se o conversor projetado para potência nominal atende a norma IEC,

como verificado na simulação, a tabela 5.1 mostra uma comparação dos limites máximos em

valores eficazes de harmônicas de corrente segundo IEC 61000-3-2, classe A e classe B.

O conversor proposto se enquadra na IEC 61000-3-2-Classe B, que trata dos

equipamentos portáteis. Os limites para esta classe são os definidos pelos limites da classe A

multiplicado por 1,5.

Observando a tabela na parte em destaque, apesar do conversor ensaiado possuir

conteúdo harmônico, seus limites são inferiores aos estabelecidos para os limites da classe A.

D>0,5

D<0,5

Thiago Naufal Santelo - 2006

102

Assim, o conversor está aprovado para esta classe. A classe B tolera 1,5 vezes a mais os

limites da classe A, portanto o conversor está aprovado na classe B também.

Tabela 5.1 - IEC 61000-3-2 – Limites para correntes harmônicas, classe A (classe B =

classe A x 1,5).

Harmônicas ímpares Harmônicas pares

Ordem

(n)

Máxima

corrente

(classe A)

Conversor

ensaiado

Ordem

(n)

Máxima

corrente

(classe A)

Conversor

ensaiado

3 2,3A 0,498A 2 1,08A 0,010A

5 1,14A 0,201A 4 0,43A 0,004A

7 0,77A 0,124A 6 0,30A 0,004A

9 0,40A 0,067A -

11 0,33A 0,044A -

A partir das amplitudes das harmônicas, na Fig. 6.9 e na Fig. 6.10 são traçados os

espetros harmônicos em relação porcentual à fundamental da rede de alimentação.

Fig. 6.9 – Espectro harmônico da tensão. Fig. 6.10 – Espectro harmônico da corrente.

Lembrado que os interruptores são atacados simultaneamente com mesmo pulso no

par M1-M3, e 180º defasados, também são atacados simultaneamente com o mesmo pulso o

para M2-M4. Logo a distorção que se apresenta em um interruptor, é reproduzida no

interruptor que faz parte do par. Por motivos de simetria é apresentada nas figuras seguintes

apenas as formas de onda da corrente em dois interruptores.

Na Fig. 6.11 e na Fig. 6.12, mostram-se as correntes nos interruptores juntamente com

a corrente da rede.

É possível notar que dependendo do ciclo de operação da rede os interruptores

(MOSFETs) conduzem pelo diodo intrínseco e, dependendo do ciclo da rede, ocorre a

condução no interruptor segundo a modulação PWM. Dessa maneira, os diodos intrínsecos

DHT = 12,012%

DHT = 0,327%

Thiago Naufal Santelo - 2006

103

dos interruptores operam em freqüência baixa, da rede, enquanto que, no semiciclo que o

interruptor opera segundo modulação PWM, ele está sujeito à freqüência de 30kHz, como

provado teoricamente.

Fig.6.11. – Corrente da rede e no interruptor M1.

Potência de saída: 1kW.

Fig. 6.12– Corrente da rede e no interruptor M2.

Potência de saída: 1kW.

Visualiza-se que a amplitude do pico de corrente do interruptor é metade da amplitude

do pico de corrente de entrada, da rede. Essa característica ocorre em função dos

transformadores acoplados magneticamente como foi provada no capítulo 3.

Os picos distorcidos em M1, Fig. 6.11, tem como causa as diferentes larguras dos

pulsos dos interruptores.

Em escala adequada para se observar as etapas de operação em 30kHz e forçando o

sinal portador, dente de serra, para ocorrer uma diferença de 100n segundos na largura de um

grupo de pulsos para os outros, é possível ver os detalhes das distorções.

Nas figuras de Fig. 6.13 a Fig. 6.16, estão apresentadas as correntes nos interruptores

com escala de visualização no osciloscópio de 10

μs por divisão.

Fig. 6.13 – Corrente em M1 e em M2 – D > 0,5.

Funcionamento normal

Fig. 6.14 – Corrente em M1 e em M2 – D < 0,5.

Funcionamento normal

Thiago Naufal Santelo - 2006

104

Fig. 6.15 – Corrente em M1 e em M2 – D > 0,5.

Funcionamento irregular

Fig. 6.16 – Corrente em M1 e em M2 – D < 0,5.

Funcionamento irregular

A Fig. 6.17 e Fig. 6.18 apresentam a tensão versus a corrente no interruptor. Quando

há o bloqueio do interruptor, este fica submetido à tensão de saída do conversor.

Fig. 6.17 – a) Tensão em M1, b) Corrente em

M1, c) Corrente na rede.

Análise na freqüência de 60Hz.

Fig. 6.18 – a) Tensão em M1, b) Tensão em M2,

c) Corrente em M1, d) Corrente em M2.

Análise na freqüência de 30kHz.

A Fig. 6.19 apresenta as tensões de disparo dos interruptores.

Fig.6.19 – Tensões de disparo dos interruptores.

A Fig. 6.20 e a Fig. 6.21 apresentam as formas de onda de tensão e corrente sobre o

diodo D1.

D < 0,5

D = 0,5 D > 0,5

d c

D>0,5

Thiago Naufal Santelo - 2006

105

Fig. 6.20 – a) Tensão em D1, b) Corrente em D1.

Análise na freqüência de 60Hz.

Fig. 6.21 – a) Tensão em D1, d) Corrente em D1.

Análise na freqüência de 30kHz.

Da mesma forma que nos interruptores de M1 a M4, nos diodos de D1 a D4, quando

polarizado reversamente fica submetido à tensão de saída do conversor.

Na Fig. 6.17 e na Fig. 6.20 é mostrada a ondulação de tensão de saída do conversor. A

freqüência de ondulação é de 120Hz.

É realizado um ensaio de rendimento, onde é variada a tensão de entrada,

reproduzindo potências de saída diferentes. A Fig. 6.22 mostra a curva de rendimento do

conversor.

90,00%

92,00%

94,00%

96,00%

98,00%

100,00%

50 150 250 350 450 550 650 750 850 950

Potència de saída ( W )

Rendimento ( % )

rendimento %

Fig. 6.22 – Rendimento em função da potência de saída.

b b

Thiago Naufal Santelo - 2006

106

6.3 – CONSIDERAÇÕES FINAIS

Foram apresentadas neste capítulo uma metodologia de projeto e os resultados

experimentais do protótipo do conversor proposto CA-CC.

As principais formas de onda de tensão e de corrente, traçadas no estudo teórico dos

capítulos 2 e 3, foram validadas por meio de experimentação.

Foi observado conteúdo de distorções harmônicas na forma de onda da corrente, que

com um melhoramento do compensador da malha de corrente pode melhorar os resultados

obtidos.

Apesar do conversor não ter obtido um resultado esperado como nas simulações, ele

obteve um bom desempenho, se enquadrando na norma IEC 61000-3-2 classes A e B.

A curva de rendimento apresentou uma boa eficiência deste conversor, mesmo sem

circuito de auxílio à comutação ou snuber regenerativo, o principal motivo foi à distribuição

de correntes assimétricas entre os interruptores. Além disso, o rendimento apresenta elevado

valor desde carga baixa até plena carga.

Thiago Naufal Santelo - 2006

107

CONCLUSÕES FINAIS

A procura na eletrônica de potência, por novas topologias de conversores para

aplicação como pré-regulação de tensão com alto fator de potência e baixa taxa de distorção

harmônica na corrente de entrada tem amplo campo para pesquisas.

O rigor de normas como as IEC(s) requer cada vez mais qualidade na energia

processada por fontes chaveadas.

Neste contexto, este trabalho analisa algumas aplicações clássicas da utilização de

conversores estáticos na conversão CA-CC por meio do conversor

boost. É apresentada e

estudada, também, uma evolução do conversor boost em estágio-único de retificação e pré-

regulação de tensão.

No capítulo 2, definiu-se a estrutura geral de um conversor CC-CC básico,

diferenciando os modos de operação da célula de comutação de dois estados com a célula de

comutação de três estados e realizou-se uma análise das técnicas existentes para melhorar a

eficiência da célula de comutação. Por fim, de maneira prática, foram gerados todos os

conversores básicos apresentados na literatura com a célula de comutação de três estados,

substituindo apenas a célula de comutação.

No capítulo 3, realizou-se uma análise detalhada do conversor

boost formado com a

célula “B”de comutação de três estados. Foram estudadas as principais formas de onda do

conversor operando em MCC, MCD e o modo crítico de condução de corrente. Para todos os

modos de operação foram estudados separadamente os casos onde a razão cíclica é menor que

0,5 e maior que 0,5.

No capítulo 4, definiu-se a importância de pesquisar novos conversores CA-CC, que

tenham alto fator de potência e baixas distorções harmônicas na corrente de entrada. De

maneira evolutiva, foi apresentado o conversor

boost pré-regulador de tensão, com alto fator

de potência em estágio único de retificação.

O capítulo 5, apresentou a técnica de controle da corrente de entrada por valores

médios instantâneos, que foi empregada no conversor CA-CC.

O capítulo 6 apresentou o procedimento de projeto e os resultados experimentais.

Enunciaram-se diversas vantagens da célula de comutação de três estados sobre a de

dois. Optou-se pela utilização da célula “B”, aplicada ao conversor

boost, para implementação

do conversor CA-CC em estágio-único de retificação e pré-regulação de tensão, que reúnem

vantagens como permitir aos interruptores processarem apenas a metade de toda a energia

Thiago Naufal Santelo - 2006

108

transferida da entrada à carga. Além disso, as ondulações de corrente apresentam amplitudes

reduzidas e freqüências duplas em relação à freqüência de comutação dos interruptores.

Quanto às perdas nos semicondutores, estas se tornam melhores distribuídas em um número

maior de componentes, facilitando a operação dos elementos dissipadores de calor.

Assim, o pré-regulador monofásico estudado é recomendado para potências mais

elevadas e aplicações como industriais e de telecomunicação, onde são exigidas baixas DHTs,

alto fator de potência, baixo nível de interferência eletromagnética, boas características

operacionais como perdas distribuídas entre os semicondutores, facilitando assim o projeto

térmico do conversor e reduzindo o custo dos interruptores de potência, já que o paralelismo

dos mesmos é bem atrativo.

Há necessidade de se melhorar a implementação do protótipo. Ruídos

eletromagnéticos podem ser minimizados, tomando cuidados com o posicionamento dos

componentes do circuito. O sensor de efeito Hall é muito sensível a interferências, seu sinal

de condicionamento é na ordem de mili-volts. Os circuitos que geram os sinais dentes de serra

devem possuir as amplitudes dos seus sinais idênticas; qualquer desvio causa assimetria nos

pulsos de

gates e, por conseqüência, correntes assimétricas nos transformadores, causando

desequilíbrios de corrente e distorções harmônicas.

O sucesso alcançado neste trabalho está no fato de observar experimentalmente a

redução da corrente circulante nos interruptores ativos de forma a ganhar rendimento, assim

como foi previsto teoricamente.

Uma deficiência do projeto está na dificuldade de projetar um

lay-out mais adequado,

de forma a minimizar os desequilíbrios de corrente provocados pelas formas de onda

triangular, que não possuíam uma derivada em comum, geraram pulsos com larguras

diferentes. Como sugestão de melhoria para evitar o desequilíbrio das correntes no

transformador, seria aplicar técnica digital de geração de pulsos PWM de ataque dos

interruptores. Técnicas digitais são mais eficientes para deslocar angularmente os pulsos, sem

prejuízos na largura dos mesmos. Outra maneira de reduzir a distorção harmônica,

melhorando também a eficiência do conversor, seria sintonizar melhor as malhas dos

compensadores.

Apesar das deficiências do conversor estudado, ele atende aos limites de tolerância da

norma IEC 61000-3-2 nas classes A e B, onde se enquadra as suas especificações.

Como sugestão para trabalhos futuros, as seguintes linhas de desenvolvimento deste

conversor ainda precisam ser exploradas.

Thiago Naufal Santelo - 2006

109

- Ajuste mais preciso dos elementos dos compensadores para reduzir ainda mais a taxa

de distorção harmônica e por seguinte elevar o fator de potência;

- Utilizar a técnica de controle e comando digital, através de Microcontroladores,

FPGAs, ou DSPs;

- Aplicar um snubber regenerativo para melhorar o processo de comutação dos

interruptores e, conseqüentemente, aumentar o rendimento e também permitir um incremento

na freqüência de operação do conversor.

Thiago Naufal Santelo - 2006

110

REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS

[1] BASCOPÉ, G. V. T. Nova família de conversores CC-CC PWM não isolados utilizando

células de comutação de três estados. Tese de Doutorado em Engenharia Elétrica. UFSC,

2001.

[2] ENJETI, P. N. and MARTINS, R., A hight performace single-phase ac to dc rectifier with

input power factor correction, in IEEE APEC Records, pp 190-196, 1993.

[3] SOUZA, A. F. and BARBI, I., A new ZVS-PWM unity power factor rectifier with

reduced conduction losses., in IEEE TRANSACTIONS ON POWER ELETRONICS, VOL

10, NO. 6, November 1995.

[4] CANESIN, C. A. Conversores quase-ressonantes FM e PWM. Ilha Solteira, 1997.

[5] VIEIRA JUNIOR, J. B. Conversores quase-ressonantes: Novas topologias, projeto e

análise. Tese de Doutorado em Engenharia Elétrica. Florianópolis, UFSC, 1991.

[6] CANESIN, C. A. Conversores Semi-ressonantes e transition resonant converters. Ilha

Solteira, 1997.

[7] BASCOPÉ, G. V. T.; BARBI, I. Generation of a family of non-isolated DC-DC PWM

converters using new three-state swiching cell. In PESC – Power Eletronics Specialists

Conference Records, 2000. p. 858-863.

[8] BASCOPÉ, G. V. T.; BARBI, I. Novo conversor CC-CC PWM não isolado com célula de

três estados de comutação. CBA – XIII Congresso Brasileiro de Automática, 2000, p. 778-

783.

[9] BASCOPÉ, G. V. T.; BARBI, I. Conversor CC-CC elevador de tensão com célula de

comutação de três estados para aplicação em telecomunicação. CININTEL – Congresso de

Infra-estrutura para Telecomunicação, 2000.

[10] BASCOPÉ, G. V. T.; BARBI, I. Isolated flyback-current-fed Push-Pull converter for

power factor correction. In PESC. IEEE Power Electronics Specialists Conference. Record,

pp. 1184-1190. Milano Italy, June 1996.

[11] BASCOPÉ, G. V. T.; RENÉ, P.; PERIN, A. J. O transistor IGBT aplicado em eletrônica

de Potência. Porto Alegre, 1997.

[12] SANTELO, T. N. Estudo da célula de comutação de três estados. Estudo Especial I,

Junho de 2004 – publicação interna.

Thiago Naufal Santelo - 2006

111

[13] SANTELO, T. N. Aplicação da célula de comutação de três estados ao conversor CA-

CC. Estudos Especiais II, Outubro de 2004 – publicação interna..

[14] SEIXAS, F. J. M., BALESTERO, J. P. R., SANTELO, T. N.; BASCOPÉ, G. V. T.,

Three-state switching cell for buck dc-to-dc converter. In: IEEE - Global Congress on

Engineering and Technology Education, 2005, Santos - SP. GCETE-2005, 2005. p. 786-790.

[15] SANTELO, T. N.; BALESTERO, J. P. R.; SEIXAS, F. J. M.; BASCOPÉ, G. V. T.,

Three-state switching cell for single-stage pfc rectifier. In: IEEE - Global Congress on

Engineering and Technology Education, 2005, Santos - SP. GCETE-2005, 2005. p. 1521-

1525.

[16] BALESTERO, J. P. R., SANTELO, T. N. F. J. M. de Seixas ; BASCOPÉ, Grover Victor

Torrico . Buck PWM DC-to-DC Converter with Three-State Switching Cell. In: 8o Congresso

Brasileiro de Eletrônica de Potência, 2005, Recife - PE. COBEP-2005, 2005. p. 611-616.

[17] SANTELO, T. N.; BALESTERO, J. P. R.; SEIXAS, F. J. M.; BASCOPÉ, G. V. T.,

Novel Single-Stage Boost PFC Using the Three-State Switching Cell. In: 8o Congresso

Brasileiro de Eletrônica de Potência, 2005, Recife - PE. COBEP-2005, 2005. p. 292-297.

[18] UNITRODE. Product & Applicatons Handbook. http://www.unitrode.com

, 2006.

[19] LANDSMAN, E. E. A unifying derivation of switching regulator topologies. In: IEEE

Power Electronics Specialists Conference, 1979 Record, pp. 239-243.

[20] TYMERSKI, R; VORPERIAN, V. Generation classification and analysis of switched-

mode dc-to-dc converters by the use of converter cells. In: IEEE INTELEC,1986 Proceeding,

pp 181-195.

[21] BARBI, I.; MARTINS, D. C. Conversores CC-CC básicos não isolados. Edição do autor,

Florianópolis, 2001.

[22] BARBI, I. Projeto de Fontes Chaveadas. Edição do autor, Florianópolis, 2001.

[23] RUIZ-CABALLERO, D. A. Novo conversor CC-CC Flyback-Push-Pull alimentado em

corrente. Tese de Doutorado em Engenharia Elétrica. UFSC, 1999.

[24] MOHAN, N.; UNDERLAND, T. M.; ROBBINS, W. P. Power Eletronics Convertres,

Applications and Design. Ed John Wiley & Sons. New York, 1989.

[25] SERVERNS, R. P.; BLOOM, G. Moder DC-to-DC swithmode power converter circuits.

Van Nostrand Reinhold Company. New York, 1985.

Thiago Naufal Santelo - 2006

112

ANEXO – A

ERAÇÃO DA FAMÍLIA DE CONVERSORES CC-CC PWM COM

CÉLULAS DE COMUTAÇÃO DE TRÊS ESTADOS

A.1 - INTRODUÇÃO

Seguindo o critério para gerar os três conversores básicos, apresentado no capítulo 1,

mostrado no esquema da Fig A.1, será utilizado para a obtenção das células de comutação de

três estados a partir dos conversores CC-CC isolados, [1].

BUCK-BOOST

BUCK

BOOST

CÉLULA

Fig A.1 – Critério para geração de topologias de conversores CC-CC não isolados.

A partir dos conversores clássicos isolados conhecidos na literatura, como o conversor

Push-pull alimentado em tensão, Push-pull alimentado em corrente (conversor de Clark),

conversor de

Weinberg, conversor de Weinberg modificado e o conversor flyback-push-pull

alimentado em corrente, são obtidas as células de comutação dos conversores. Com a

finalidade de simplificar o entendimento, as células obtidas de cada conversor são

classificadas em ordem alfabética, ou seja, célula “A”, célula “B”, célula “C”, célula “D” e

célula “E”.

A seguir apresenta-se a obtenção de cada célula de comutação. Também, são geradas

as três topologias básicas dos conversores CC-CC não isolados para cada célula de

comutação, aplicando a técnica definida na Fig A.1, substituindo a célula de comutação pela

célula obtida.

Thiago Naufal Santelo - 2006

113

O procedimento para obtenção das cinco células é o mesmo, diferenciando-se apenas o

conversor de origem, os passos de obtenção são detalhados a seguir:

¾ Passo a) Apresenta-se o circuito do conversor isolado que dá origem a célula;

¾ Passo b) O lado secundário do conversor é referido ao lado primário;

¾ Passo c) O terminal negativo da fonte de saída, que estava conectado ao tape central

(TC) do transformador, passa a ser conectado ao terminal negativo da fonte de entrada

para operar como conversor

boost ou ao terminal positivo para operar como conversor

buck-boost;

¾ Passo d) Modificando adequadamente o circuito e dando a mesma forma do esquema

representado na Fig A.1;

¾ Passo e) Finalmente, obtém-se a célula.

A.2 - OBTENÇÃO DA CÉLULA “A” E AS TRÊS TOPOLOGIAS BÁSICAS

Conversor de Origem: push-pull clássico alimentado em tensão e saída em corrente,

Fig A.2 – a.

S1 S2

D1 D2

S1 S2

D1 D2

c) d)

Fig. A.2 – Obtenção da célula “A”.

Aplicando a técnica apresentada na Fig. A.1, obtém-se as três novas topologias de

conversores CC-CC não isolados. Os conversores

buck, boost e buck-boost são apresentados:

Fig. A.3, Fig. A.4 Fig. A.5 respectivamente.

Thiago Naufal Santelo - 2006

114

D1 D2

S1 S2

S2S1

D1 D2

RoCo

Fig. A.3 - Conversor Buck.

D1 D2

Co Ro

S2S1

D1 D2

Fig. A.4 - Conversor Boost.

S1 S2

D1 D2

CoRo

D2D1

CoRo

Fig. A.5 - Conversor Buck-Boost.

A.3 – OBTENÇÃO DA CÉLULA “B” E AS TRÊS TOPOLOGIAS BÁSICAS

Conversor de Origem: push-pull clássico alimentado em corrente Fig A.6 - a.

Thiago Naufal Santelo - 2006

115

Np Ns

Ns N

D1 D2

Fig. A.6 – Obtenção da célula “B”.

Aplicando a técnica apresentada na Fig. A.1, obtém-se as três novas topologias de

conversores CC-CC não isolados. Os conversores

buck, boost e buck-boost são apresentados:

Fig. A.7, Fig. A.8, Fig. A.9 respectivamente.

S1 S2

D2D1

Fig. A.7 - Conversor Buck.

D1 D2

Fig. A.8 - Conversor Boost.

Thiago Naufal Santelo - 2006

116

D1 D2

Fig. A.9- Conversor Buck-Boost.

A.4 – OBTENÇÃO DA CÉLULA “C” E AS TRÊS TOPOLOGIAS BÁSICAS

Conversor de Origem: conversor isolado Weinberg, Fig A.10 - a.

NsNp

S1 S2

D3 D1 D2

S1 S2

D3 D1 D2

S2S1

Fig. A.10 – Obtenção da célula “C”.

Aplicando a técnica apresentada na Fig. A.1, obtém-se as três novas topologias de

conversores CC-CC não isolados. Os conversores

buck, boost e buck-boost são apresentados:

Fig. A.11, Fig. A.12, Fig. A.13 respectivamente.

Thiago Naufal Santelo - 2006

117

S1 S2

D3 D2

D1 D2

Fig. A.11 - Conversor Buck.

D1 D2D3

S2S1

D1 D2D3

Fig. A.12 – Conversor Boost.

D1 D2

S2S1

D3 D1 D2

S1 S2

Fig. A.13 – Conversor Buck-Boost.

Thiago Naufal Santelo - 2006

118

A.5 – OBTENÇÃO DA CÉLULA “D” E AS TRÊS TOPOLOGIAS BÁSICAS

Conversor de Origem: conversor isolado Weinberg modificado, Fig A.14 - a.

S2S1

NsNp

S2S1

S1 S2

D1 D3 D4 D2

S1 S2

D1 D3D4 D2

S2S1

Fig. A.14 - Obtenção da célula “D”.

Aplicando a técnica de geração de topologias básicas apresentada na Fig. A.1, obtém-

se as três novas topologias de conversores CC-CC não isolados. Os conversores buck, boost e

buck-boost são mostrados nas Fig. A.15, Fig. A.16, Fig. A.17 respectivamente.

D1D3

D2 D4

S1 S2

D4D1

D2D3

Fig. A.15 – Conversor Buck.

Thiago Naufal Santelo - 2006

119

S1 S2

D4D2D3 D1

S1 S2

D2D1D3

Fig. A.16 – Conversor Boost. A.17 – Conversor Buck-Boost.

A.6 – OBTENÇÃO DA CÉLULA “E” E AS TRÊS TOPOLOGIAS BÁSICAS

Conversor de Origem: conversor isolado flyback-push-pull alimentado em corrente,

Fig A.18 - a.

S2S1

Np Ns

D7 D8

a) b)

Fig. A.18 – Obtenção da célula “E”.

Aplicando a técnica apresentada na Fig. A.1, obtém-se as três novas topologias de

conversores CC-CC não isolados. Os conversores

buck, boost e buck-boost são apresentados:

Fig. A.19, Fig. A.20, Fig. A.21 respectivamente.

Thiago Naufal Santelo - 2006

120

D1 D2

S1 S2

D2D1

Fig. A.19 – Conversor Buck.

D1 D2

Co Ro

S1 S2

D1 D2

S1 S2

Fig. A.20 – Conversor Boost.

D1 D2

CoRo

D1 D2

Fig A.21 – Conversor Buck-Boost.

Na tabela a seguir mostra-se o resumo dos conversores obtidos com a técnica

apresentada na Fig. A.1, também são apresentados os ganhos estáticos.

Thiago Naufal Santelo - 2006

121

Tabela 1: Resumo dos conversores obtidos.

CÉL.

BUCK BOOST BUCK-BOOST

0<D<0.5 0.5<D<1 0<D<0.5 0.5<D<1 0<D<0.5 0.5<D<1

S2S1

D1 D2

RoCo

S2S1

D1 D2

D2D1

CoRo

⋅+

⋅

⋅+

⋅

D2D1

D1 D2

−

D1 D2

D1 D2D3

D3 D1 D2

S1 S2

⋅+

⋅

⋅+

−

⋅

−

S1 S2

D2D1

D4D3

S1 S2

D2D1

Co Ro

D4D3

S1 S2

D2D1

D4D3

D21

⋅+

⋅

1D2

1D4

+⋅

−⋅

⋅+

()

D12

1D2

−⋅

+⋅

⋅

()

D12

1D4

−⋅

S1 S2

D2D1

D1 D2

S1 S2

D1 D2

D23

⋅+

⋅

1D2

1D4

+⋅

−⋅

D23

⋅−

⋅+

()

D12

1D2

−⋅

+⋅

⋅−

⋅

()

D12

1D4

−⋅

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