ads:
ads:
Livros Grátis
http://www.livrosgratis.com.br
Milhares de livros grátis para download.
UNIVERSIDADE FEDERAL DE SANTA CATARINA
Programa de Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial
Arthur Nunes Silveira
DIMINUIÇÃO DO TEMPO DE TRANSITÓRIO EM ENSAIOS
DE DESEMPENHO DE COMPRESSORES UTILIZANDO
INJEÇÃO DE CORRENTE CONTÍNUA
Florianópolis
2010
ads:
Arthur Nunes Silveira
DIMINUIÇÃO DO TEMPO DE TRANSITÓRIO EM ENSAIOS
DE DESEMPENHO DE COMPRESSORES UTILIZANDO
INJEÇÃO DE CORRENTE CONTÍNUA
Dissertação submetida ao Programa de Pós-Graduação
em Metrologia Científica e Industrial da Universidade
Federal de Santa Catarina para obtenção de grau de
Mestre em Metrologia
Orientador: Prof. Carlos Alberto Flesch, Dr.Eng.
Florianópolis
2010
Catalogação na fonte pela Biblioteca Universitária
da
Universidade Federal de Santa Catarina
.
S587d Silveira, Arthur Nunes
Diminuição do tempo de transitório em ensaios de
desempenho de compressores utilizando injeção de corrente
contínua [dissertação] / Arthur Nunes Silveira ;
orientador, Carlos Alberto Flesch. - Florianópolis, SC,
2013.
256 p.: il., grafs., tabs.
Dissertação (mestrado) - Universidade Federal de Santa
Catarina, Centro Tecnológico. Programa de Pós-Graduação em
Metrologia Científica e Industrial.
Inclui referências
1. Metrologia industrial. 2. Medição. 3. Compressores.
4. Correntes contínuas. I. Flesch, Carlos Alberto. II.
Universidade Federal de Santa Catarina. Programa de Pós-
Graduação em Metrologia Científica e Industrial. III.
Título.
CDU 537.7
Arthur Nunes Silveira
DIMINUIÇÃO DO TEMPO DE TRANSITÓRIO EM ENSAIOS
DE DESEMPENHO DE COMPRESSORES UTILIZANDO
INJEÇÃO DE CORRENTE CONTÍNUA
Esta dissertação foi julgada adequada para a obtenção do título de
“MESTRE EM METROLOGIA” e aprovada em sua forma final pelo
Programa de Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial
Florianópolis, 19 de agosto de 2010
__________________________________
Prof. Armando Albertazzi Gonçalves Jr., Dr.Eng.
Coordenador do Curso
Banca Examinadora:
__________________________________
Prof. Carlos Alberto Flesch, Dr.Eng.
Orientador
Universidade Federal de Santa Catarina
__________________________________
Prof. Marco Antonio Martins Cavaco, Ph.D.
Universidade Federal de Santa Catarina
__________________________________
Prof. Arnaldo José Perin, Dr.Ing.
Universidade Federal de Santa Catarina
__________________________________
Prof. Saulo Güts, Dr.
Universidade Federal de Santa Catarina
__________________________________
Eng. André Paz Rosa, M.Sc.
Embraco
AGRADECIMENTOS
Gostaria de agradecer, em especial, ao meu orientador, Prof.
Carlos Alberto Flesch por todo o aprendizado proporcionado, não so-
mente técnico, durante o período do mestrado.
À minha namorada Karina pelo amor e paciência nos períodos
de ausência.
Ao Prof. Arnaldo Perin, pelo auxílio, tempo e equipamentos
disponibilizados.
Aos meus colegas do labmetro, de todas as turmas de mestrado
e doutorado, com quem convivi nesses anos de grande satisfação.
Agradeço ao Pacheco, Miguel, Júlio e Rodolfo pelo auxílio nas
revisões do documento.
Aos funcionários da Embraco, e amigos, João Paulo, Ronsani,
André e Marco Aurélio pelo suporte e direcionamento do trabalho.
RESUMO
Para se manter à frente no mercado, é necessário contar com
produtos de qualidade, que sejam eficientes, com custo reduzido e que
estejam disponíveis no momento certo. O mesmo ocorre com com-
pressores herméticos de refrigeração. Para que se possa avaliar o de-
sempenho de novos modelos e melhorar os já existentes, os compresso-
res precisam ser exaustivamente testados. Os ensaios responsáveis por
medir características importantes de um compressor, como capacidade
de refrigeração e consumo, são realizados em bancadas específicas e
costumam demandar tempos de até 5 horas. Os resultados – de acordo
com normas e procedimentos – devem ser obtidos somente quando as
grandezas de interesse atingirem a estabilidade, e assim permanece-
rem por um determinado período de tempo. Atualmente, a maior parte
do tempo de tais ensaios não gera dados relevantes para o resultado,
servindo apenas para levar as variáveis de interesse ao regime perma-
nente. O objetivo deste trabalho é diminuir o tempo total dos ensaios
de desempenho através da redução do tempo de transitório mediante
aquecimento acelerado do compressor, utilizando-se injeção de cor-
rente contínua. O aquecimento acelerado permite que as variáveis mais
lentas, dependentes da temperatura do compressor, atinjam os valores
de estabilização mais rapidamente. É proposto um método para injetar
quantidades variáveis de corrente contínua de acordo com o modelo
de compressor ensaiado. Também são apresentados sistemas desen-
volvidos com a finalidade de realizar a injeção de corrente contínua
com custo reduzido: uma fonte variável e um sistema de medição de
resistência. Como resultados, obtiveram-se reduções significativas no
tempo de estabilização da temperatura do corpo e também no tempo
total do ensaio.
Palavras-chave: metrologia, compressores, instrumentação elé-
trica, ensaio de desempenho de compressores, redução do tempo de en-
saio, medição de resistência de enrolamento, medição de temperatura
em enrolamentos energizados.
ABSTRACT
To stay ahead in the market, a company must have quality, effi-
cient and low cost products and they must be available in a timely man-
ner. This standard also applies to hermetic refrigeration compressors.
To evaluate the performance of new models and enhance current ones,
the compressors must be thoroughly tested. The tests employed for
measuring important characteristics of compressors, like refrigerating
capacity and power consumption, are made on specific test benches
and usually last up to 5 hours. The results – according to standards and
procedures – should be measured only when the variables of interest
reach stability and remain stable for a certain period of time. Nowa-
days, most of the duration of such tests does not generate relevant data
for the results, its purpose being solely to conduce those variables to
steady-state condition. The objective on this thesis is to reduce the total
duration of performance tests, thereby decreasing the transitory time
through accelerated heating with injection of direct current. The acce-
lerated heating allows the slowest variables, which are relative to the
compressor’s temperatures, to reach stability values faster. This disser-
tation proposes a method to inject variable amounts of direct current,
according to the compressor’s model. Also, the systems developed
with the purpose of lowering the costs of direct current injection are
presented: a variable power source and a resistance measurement sys-
tem. The results show significant reduction in the compressor’s body
temperature stabilization time as well as in the test time.
Key-words: metrology, compressors, electrical instrumentation,
compressor performance test, test time reduction, winding resistance
measurement, energized windings temperature measurement.
LISTA DE FIGURAS
1.1 Circuito simples de refrigeração, adaptado de (1). . . . 1
1.2 Distribuição das perdas em um compressor hermético
comparadas ao rendimento máximo teórico – Carnot;
adaptado de (2). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 2
1.3 Foto de uma bancada de ensaios de desempenho. . . . 3
2.1 Estágios de compressão em um compressor alterna-
tivo. Adaptado de (3) . . . . . . . . . . . . . . . . . . 8
2.2 Foto de um compressor hermético. . . . . . . . . . . . 9
2.3 Estrutura interna de um compressor alternativo hermé-
tico, reproduzido de (1). . . . . . . . . . . . . . . . . 10
2.4 Circuito de refrigeração da bancada de ensaio de de-
sempenho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 11
2.5 Componentes elétricos básicos de um motor de indu-
ção: (a) estator e (b) rotor, reproduzido de (4). . . . . . 14
2.6 (a) Diagrama do motor de fase dividida e (b) carac-
terísticas típicas de torque-velocidade; reproduzido de
(4) apud (5). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 15
2.7 (a) Diagrama do motor de fase dividida com capaci-
tor de partida e (b) características típicas de torque-
velocidade; reproduzido de (4) apud (5). . . . . . . . . 16
2.8 (a) Diagrama do motor com capacitor permanente e
(b) características típicas de torque-velocidade; repro-
duzido de (4) apud (5). . . . . . . . . . . . . . . . . . 16
2.9 (a) Diagrama do motor de fase dividida com dois capa-
citores e (b) características típicas de torque-velocidade;
reproduzido de (4) apud (5). . . . . . . . . . . . . . . 17
2.10 (a) Princípio de operação normal e (b) frenagem com
corrente contínua. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.11 Curva de resistividade do cobre em função da tempe-
ratura. Fonte (4), adaptado de (6). . . . . . . . . . . . 20
2.12 Ilustração da combinação de curvas de temperatura com
e sem sobreaquecimento. . . . . . . . . . . . . . . . . 22
2.13 Ensaio em compressor com alimentação CC de 55 V
sem corrente alternada com compressor em repouso (1). 22
2.14 Ensaio com tensão de alimentação CA de 110 V e ten-
são CC por 40 minutos de 15 V com compressor em
movimento (1). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23
2.15 Perfis das temperaturas internas do compressor D. En-
saio realizado com o compressor a vazio e sem CC. . . 24
2.16 Perfis das temperaturas internas do compressor D. En-
saio com o compressor a vazio e com injeção CC cons-
tante de 20 V. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24
3.1 Fonte Agilent 6812B utilizada em diversos ensaios com
injeção de CC. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
3.2 Interrupção do sinal de tensão da fonte 6812B na co-
mutação do sense interno para externo. . . . . . . . . . 30
3.3 Ensaio realizado com compressor A sem carga. . . . . 32
3.4 Circuito de simulação para determinação do modelo
do compressor. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32
3.5 Simulação para determinação do modelo do compressor. 33
3.6 Circuito utilizado em ensaio de gradador a TRIAC. . . 34
3.7 Resultados dos ensaios com diferentes ângulos α de
disparo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35
3.8 Circuito simulado do gradador meia onda com IGBT
de roda livre e circuito grampeador. . . . . . . . . . . 36
3.9 Simulação do circuito com IGBT de roda livre. . . . . 37
3.10 Início do semiciclo positivo, com indicação da corrente
de descarga do capacitor. . . . . . . . . . . . . . . . . 38
3.11 Início do semiciclo negativo, condução do IGBT de
roda livre. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39
3.12 Tempo morto entre as comutações. Carga do capacitor. 40
3.13 Semiciclo negativo. Diminuição da corrente e possível
inversão do sentido. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 40
3.14 Ensaio realizado com compressor F (220 V / 60 Hz)
fora do circuito de refrigeração. . . . . . . . . . . . . . 41
3.15 Circuito simulado de inversor simples. . . . . . . . . . 42
3.16 Formas de onda de tensão e de corrente do circuito si-
mulado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 42
3.17 Circuito simulado de fonte CC variável em série com
fonte CA. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 43
3.18 Corrente no capacitor para diferentes valores de Lc e
mesmo ângulo de disparo (30
o
). . . . . . . . . . . . . 44
3.19 Tensão no capacitor para diferentes valores de Lc e
mesmo ângulo de disparo (30
o
). . . . . . . . . . . . . 44
3.20 Tensões no capacitor para diferentes ângulos de dis-
paro α (30
o
,100
o
e 150
o
). . . . . . . . . . . . . . . . . 45
3.21 Ensaios para determinação dos modelos teóricos de
primeira ordem da temperatura da bobina. . . . . . . . 48
3.22 Fluxograma da primeira parte do filtro digital. . . . . . 50
3.23 Influência da injeção de corrente contínua na freqüên-
cia rotacional para um modelo de compressor. . . . . . 52
3.24 Aquecimento com controle da temperatura da bobina.
Setpoint no valor de estabilização. . . . . . . . . . . . 54
3.25 Ilustração das três etapas do transitório acelerado de
um compressor com temperatura de estabilização da
bobina de 70
o
C e corpo 51
o
C. . . . . . . . . . . . . . 56
3.26 Ilustração do tempo perdido pelo aquecimento exces-
sivo do corpo. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
4.1 Diagrama da fonte CC variável em série com tensão CA. 63
4.2 Tiristor utilizado na ponte retificadora. . . . . . . . . . 64
4.3 Circuito de disparo da fonte de corrente contínua. . . . 64
4.4 Formas de onda para o funcionamento CI TCA785.
Adaptado de (7). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 66
4.5 Circuito utilizado para simular o efeito do indutor na
tensão e corrente geradas pela fonte. . . . . . . . . . . 67
4.6 Formas de onda de corrente e tensão resultantes da si-
mulação com ângulos de disparo de 120
o
e 300
o
, e in-
dutor com 10 µH. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
4.7 Formas de onda de corrente e tensão resultantes da si-
mulação com ângulos de disparo de 30
o
e 210
o
e indu-
tor com 10 mH. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 68
4.8 Circuito de testes para fonte CC. . . . . . . . . . . . . 70
4.9 7 V de tensão CC aplicado ao compressor G. Corrente
eficaz de 1,5 A. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 71
4.10 25 V de tensão CC aplicado ao compressor G. Cor-
rente eficaz de 5,8 A. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72
4.11 Tensão no capacitor em série com 220 V da rede elétrica. 73
4.12 Incerteza de T
out
em função de delta R com a injeção
de 4 V de corrente contínua. . . . . . . . . . . . . . . 76
4.13 Cadeia do sistema de medição de tensão CC. . . . . . . 77
4.14 Circuito simulado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79
4.15 Atenuação de uma onda senoidal pelo filtro RC de se-
gunda ordem. Em (b), uma aproximação do sinal ate-
nuado. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 80
4.16 Resposta ao degrau do filtro RC. Em (b), uma aproxi-
mação para visualização do erro em regime. . . . . . . 81
4.17 Tensões sobre os capacitores (a) e corrente nos resisto-
res (b) do filtro. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82
4.18 Divisor resistivo utilizado na medição de tensão (8). . . 83
4.19 Diagrama de blocos do amplificador de isolação AD-
215 (9). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84
4.20 Variação da tensão devida a uma grandeza de influên-
cia: temperatura. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86
4.21 Cadeia de medição da corrente. . . . . . . . . . . . . . 87
4.22 Diagrama esquemático da retirada do transdutor de cor-
rente com escala baixa. Em (a) Relé Paralelo condu-
zindo, em (b) Rélé Série conduzindo. . . . . . . . . . . 88
4.23 Características do transdutor para a faixa de 5 A (10). . 89
4.24 Características do transdutor para a faixa de 18 A (10). 90
4.25 Variação da corrente devida a uma grandeza de influên-
cia: temperatura. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 90
4.26 Fluxograma do algoritmo para determinar as tensões
máxima e mínima injetadas no compressor. . . . . . . 92
4.27 Subprograma (VI) criado em LabVIEW para a acele-
ração do transitório. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93
5.1 Diagrama elétrico da bancada de testes com compressor. 99
5.2 Conexão elétrica do compressor. . . . . . . . . . . . . 100
5.3 Aquecimento natural do compressor D. . . . . . . . . 102
5.4 Aquecimento forçado no compressor D, estratégia 1:
sem sobretemperatura na bobina. . . . . . . . . . . . . 103
5.5 Aquecimento acelerado no compressor D, estratégia 2:
com sobretemperatura de 10
o
C. . . . . . . . . . . . . 104
5.6 Aquecimento forçado no compressor D, estratégia 3:
com sobretemperatura inicial de 15
o
C e intermediária
de 8
o
C. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 104
5.7 Diagrama simplificado da bancada de partida e tomba-
mento . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107
5.8 Ensaios na bancada de Partida e Tombamento, modelo
B com transitório natural. . . . . . . . . . . . . . . . . 110
5.9 Ensaios na bancada de Partida e Tombamento, modelo
B com transitório acelerado. . . . . . . . . . . . . . . 111
5.10 Circuito isolado para detecção de fase. . . . . . . . . . 113
5.11 Comparativo das temperaturas do corpo com aqueci-
mento normal e acelerado para o compressor I. . . . . 114
5.12 Comparativo das temperaturas do corpo com aqueci-
mento normal e acelerado para o compressor K. . . . . 115
5.13 Pressões de sução e processo. Comportamento ao fim
da injeção de CC, modelo K. . . . . . . . . . . . . . . 116
5.14 Temperaturas de entrada e saída do trocador de calor.
Comportamento ao fim da injeção de CC, modelo K. . 116
5.15 Vazões mássicas, medida através de transdutor e esti-
mada pelo trocador de calor. Comportamento ao fim
da injeção de CC, modelo K. . . . . . . . . . . . . . . 117
5.16 Resultado do filtro para a temperatura da bobina me-
dida. Compressor J. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 117
5.17 Ensaios com e sem transitório acelerado realizados na
bancada de ensaios de desempenho. Modelo H . . . . 118
5.18 Ensaios com e sem transitório acelerado realizados na
bancada de ensaios de desempenho. Modelo I . . . . . 119
A.1 Figura ilustrativa do Compact Field Point da National
Instruments. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 147
A.2 Erros para os termopares do tipo J, K, N, T e E. Adap-
tado de (11) . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 148
A.3 Pontos calibrados e curva (polinômio) de calibração
para cada termopar. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 156
B.1 Instrumentos utilizados para calibração do SM de re-
sistência. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 162
B.2 Pontos calibrados para o sistema de medição de tensão 165
B.3 Detalhe para o ponto 0 V . . . . . . . . . . . . . . . . 165
B.4 Pontos calibrados para o SM de corrente (faixa de 5 A). 168
B.5 Detalhe para o ponto zero (faixa de 5 A). . . . . . . . . 168
B.6 Pontos calibrados para o SM de corrente (faixa de 18 A).171
B.7 Detalhe para o ponto zero (faixa de 18 A). . . . . . . . 171
B.8 Ilustração do erro proveniente de medição de ciclos
não inteiros em uma senóide de valor médio zero. . . . 172
C.1 Transitório natural com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 176
C.2 Transitório natural com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 177
C.3 Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo
D – ensaio 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 179
C.4 Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo
D – ensaio 2 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 180
C.5 Transitório acelerado com compressor a vazio., mo-
delo D – ensaio 3 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 181
C.6 Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo
D – ensaio 4 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 182
C.7 Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo
D – ensaio 5 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 183
C.8 Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo
D – ensaio 6 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 184
D.1 Transitório natural na bancada de partida e tombamento,
modelo B. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 185
D.2 Transitório acelerado na bancada de partida e tomba-
mento, modelo B – ensaio 1. . . . . . . . . . . . . . . 186
D.3 Transitório acelerado na bancada de partida e tomba-
mento, modelo B – ensaio 2. . . . . . . . . . . . . . . 186
D.4 Transitório natural na bancada de partida e tombamento,
modelo D. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 187
D.5 Transitório acelerado na bancada de partida e tomba-
mento, modelo D – ensaio 1. . . . . . . . . . . . . . . 187
D.6 Transitório acelerado na bancada de partida e tomba-
mento, modelo D – ensaio 2. . . . . . . . . . . . . . . 188
D.7 Transitório natural na bancada de partida e tombamento,
modelo G. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 189
D.8 Transitório acelerado na bancada de partida e tomba-
mento, modelo G. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 189
E.1 Compressor I com transitório natural e controle da tem-
peratura por termopar - ensaio na bancada de desem-
penho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 191
E.2 Compressor I com transitório acelerado e controle da
temperatura por termopar - ensaio na bancada de de-
sempenho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192
E.3 Compressor K com transitório natural e controle da
temperatura por termopar - ensaio na bancada de de-
sempenho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 192
E.4 Compressor K com transitório acelerado e controle da
temperatura por termopar - ensaio na bancada de de-
sempenho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 193
E.5 Compressor I com controle pela medição da resistên-
cia; transitório acelerado na bancada de desempenho -
ensaio 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194
E.6 Compressor I com controle pela medição da resistên-
cia; transitório acelerado na bancada de desempenho -
ensaio 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 194
E.7 Compressor K com controle da temperatura pela me-
dição da resistência; transitório acelerado na bancada
de desempenho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195
E.8 Compressor J com controle da temperatura pela medi-
ção da resistência; transitório acelerado na bancada de
desempenho. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 195
E.9 Compressor H com transitório natural após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 1. . . . . . . . . . . . 196
E.10 Compressor H com transitório natural após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 2. . . . . . . . . . . . 196
E.11 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 1. . . . . . . . . . 197
E.12 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 2. . . . . . . . . . 197
E.13 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 3. . . . . . . . . . 198
E.14 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 4. . . . . . . . . . 198
E.15 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 5. . . . . . . . . . 199
E.16 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 6. . . . . . . . . . 199
E.17 Compressor H com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 7. . . . . . . . . . 200
E.18 Compressor I com transitório natural após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 1. . . . . . . . . . . . 201
E.19 Compressor I com transitório natural após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 2. . . . . . . . . . . . 201
E.20 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 1. . . . . . . . . . 202
E.21 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 2. . . . . . . . . . 202
E.22 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 3. . . . . . . . . . 203
E.23 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 4. . . . . . . . . . 203
E.24 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 5. . . . . . . . . . 204
E.25 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 6. . . . . . . . . . 204
E.26 Compressor I com transitório acelerado após ajustes
da bancada de desempenho - ensaio 7. . . . . . . . . . 205
F.1 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 207
F.2 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 208
F.3 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 208
F.4 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209
F.5 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 209
F.6 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 210
F.7 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 210
F.8 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 211
F.9 Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 211
F.10 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212
F.11 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212
F.12 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 213
F.13 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 214
F.14 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 214
F.15 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 215
F.16 Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 215
F.17 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 216
F.18 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 216
F.19 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio natural - 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 217
F.20 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 1. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 218
F.21 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 2. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 218
F.22 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 3. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 219
F.23 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 4. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 219
F.24 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 5. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 220
F.25 Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitó-
rio acelerado - 6. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 220
A.1 Correspondência de funções no tempo e suas transfor-
madas de Laplace (s) e z; adaptado de (12) . . . . . . . 224
A.2 Continuação da tabela A.1; adaptado de (12) . . . . . . 225
LISTA DE TABELAS
2.1 Combinações de métodos permitidos pela ISO917 (13). 12
3.1 Correntes para diversos ângulos de disparo utilizando
TRIAC . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 36
4.1 Características do filtro de saída. . . . . . . . . . . . . 85
5.1 Resultados dos ensaios realizados com a fonte comer-
cial no compressor D a vazio. . . . . . . . . . . . . . . 105
5.2 Resultados dos ensaios realizados na bancada de par-
tida e tombamento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 109
5.3 Resultados dos ensaios de desempenho após alterações
nos controladores (compressores modelo H). . . . . . 121
5.4 Resultados dos ensaios de desempenho após alterações
nos controladores (compressores modelo I). . . . . . . 122
5.5 Características dos modelos de compressores ensaia-
dos com a fonte desenvolvida. . . . . . . . . . . . . . 123
5.6 Tempos de estabilização da temperatura do corpo uti-
lizando solução desenvolvida para modelo D. . . . . . 125
5.7 Tempos de estabilização da temperatura do corpo uti-
lizando solução desenvolvida para modelo F. . . . . . 126
5.8 Tempos de estabilização da temperatura do corpo uti-
lizando solução desenvolvida para modelo G. . . . . . 127
A.1 Erro máximo e repetitividade máxima obtidos após a
calibração para cada termopar . . . . . . . . . . . . . 151
A.2 Pontos de calibração do termopar I (início do rolo) . . 152
A.3 Pontos de calibração do termopar M (meio do rolo) . . 153
A.4 Pontos de calibração do termopar F (fim do rolo) . . . 154
A.5 Pontos de calibração do termopar O (outro rolo) . . . 155
A.6 Erro máximo para o termopar I (início do rolo) . . . . 157
A.7 Erro máximo para o termopar M (meio do rolo) . . . . 158
A.8 Erro máximo para o termopar F (fim do rolo) . . . . . 159
A.9 Erro máximo para o termopar O (outro rolo) . . . . . . 160
B.1 Resumo das incertezas para medição de tensão e cor-
rente C.C. nas faixas utilizadas . . . . . . . . . . . . . 162
B.2 Resumo dos erros para a calibração do sistema de me-
dição de tensão. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163
B.3 Medições da calibração do SM de tensão. . . . . . . . 164
B.4 Resumo dos erros para a calibração do sistema de me-
dição de corrente (faixa de 5 A). . . . . . . . . . . . . 166
B.5 Medições da calibração do SM de corrente (faixa de 5
A). . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 167
B.6 Resumo dos erros para a calibração do sistema de me-
dição de corrente (faixa de 18 A) . . . . . . . . . . . . 169
B.7 Medições da calibração do SM de tensão(faixa de 18 A).170
B.8 Erros devidos à aquisição de um período não múltiplo
inteiro da freqüência fundamental. . . . . . . . . . . . 173
G.1 Características dos compressores utilizados. . . . . . . 222
LISTA DE ABREVIATURAS E SÍMBOLOS
A/D Analógico - Digital
ABNT Associação Brasileira de Normas Técnicas
ASHRAE American Society of Heating, Refrigerating and
Air Conditioning Engineers
C Capacitor
CA Corrente Alternada
CC Corrente Contínua
CI Circuito intergrado
COP Coefficient of Performance
CSIR Capacitive Start - Inductive Run
CSR Capacitive Start and Run
EC Electronically Controled
Embraco Whirlpool S.A. – Unidade Embraco de Compressores e
Soluções de Refrigeração
FCEM Força Contra Eletro Motriz
GPIB interface de comunicação, do inglês General Purpose
Interface Bus
HST High Starting Torque
IGBT Insulated Gate Bipolar Transistor
ISO International Organization for Standardization
L Indutor
Labmetro Laboratório de Metrologia e Automatização
LIAE Laboratório de Instrumentação e Automação de Ensaios
Aplicados à Refrigeração
LST Low Starting Torque
NA Normalmente Aberto
NBR Norma Regulamentadora da ABNT
NF Normalmente fechado
PI Proporcional – Integral
PID Proporcional – Integral – Derivativo
NA Normalmente Aberto
NBR Norma Regulamentadora da ABNT
NF Normalmente Fechado
PI Proporcional - Integral
PID Proporcional, Integral e Derivativo
PSC Permanent Split Capacitor
PTC Positive Temperature Coeficient
PWM modulação por largura de pulso, do inglês Pulse Width
Modulation
R Resistor
R134a fluido refrigerante tetrafluoretano
R600a fluido refrigerante isobutano
RMS Valor eficaz ou valor quadrático médio, do inglês Root
Mean Square
RS-232 padrão de comunicação serial de dados
RSCR Resistance Start -Capacitive Run
RSIR Resistance Start - Inductive Run
SCR Silicon Controlled Rectifier
SM Sistema de Medição
TRIAC Triode for Alternating Current
TSD Time Starting Device
UFSC Universidade Federal de Santa Catarina
VIM Vocabulário Internacional de Metrologia
SUMÁRIO
1 Introdução 1
1.1 Contextualização . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 1
1.2 Objetivo do trabalho . . . . . . . . . . . . . . . . . . 4
1.3 Estrutura da dissertação . . . . . . . . . . . . . . . . . 5
2 Fundamentação teórica 7
2.1 Compressor hermético . . . . . . . . . . . . . . . . . 7
2.2 Bancada de ensaios de desempenho de compressores . 9
2.3 Motores de indução utilizados em compressores . . . . 13
2.3.1 Arranjos elétricos usuais em motores de indução 14
2.3.2 Arranjos elétricos usuais em compressores mo-
nofásicos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 17
2.4 Injeção de CC em motores CA . . . . . . . . . . . . . 18
2.4.1 Frenagem dinâmica . . . . . . . . . . . . . . . 19
2.4.2 Medição de resistência . . . . . . . . . . . . . 19
2.4.3 Diminuição do tempo de transitório . . . . . . 21
2.5 Conclusão . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25
3 Proposta de método de aceleração de transitório em ensaios de
desempenho 27
3.1 Alternativas para injeção de corrente contínua . . . . . 27
3.1.1 Fonte comercial . . . . . . . . . . . . . . . . . 28
3.1.2 Desenvolvimento de fonte . . . . . . . . . . . 31
3.1.3 Solução escolhida . . . . . . . . . . . . . . . . 45
3.2 Operacionalização da injeção de CC . . . . . . . . . . 46
3.2.1 Limite da temperatura da bobina . . . . . . . . 46
3.2.2 Controle de temperatura e filtragem do sinal . . 47
3.2.3 Corrente máxima injetada e tempo de injeção . 52
3.3 Procedimento proposto . . . . . . . . . . . . . . . . . 55
3.3.1 Etapa 1: Determinação da máxima tensão CC
injetada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57
3.3.2 Etapa 2: Aquecimento inicial . . . . . . . . . 58
3.3.3 Etapa 3: Aquecimento intermediário . . . . . . 58
3.4 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59
4 Sistemas desenvolvidos 61
4.1 Desenvolvimento de dispositivo adicionador de CC . . 61
4.1.1 Caracterização da fonte . . . . . . . . . . . . . 62
4.1.2 Construção da fonte . . . . . . . . . . . . . . 62
4.1.3 Validação da fonte . . . . . . . . . . . . . . . 69
4.2 Sistema de medição de resistência elétrica . . . . . . . 72
4.2.1 Medição de tensão . . . . . . . . . . . . . . . 76
4.2.2 Medição de corrente . . . . . . . . . . . . . . 85
4.3 Software de controle . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91
4.4 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94
5 Análise experimental 97
5.1 Introdução . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97
5.2 Estratégia adotada . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 97
5.3 Bancada elétrica para ensaios com compressor a vazio 98
5.4 Fonte comercial alimentando o compressor a vazio . . 100
5.4.1 Condições dos ensaios . . . . . . . . . . . . . 100
5.4.2 Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 101
5.5 Fonte comercial alimentando compressor em bancada
de partida e tombamento . . . . . . . . . . . . . . . . 106
5.5.1 Condições dos ensaios . . . . . . . . . . . . . 106
5.5.2 Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 107
5.6 Fonte comercial empregada em ensaio de desempenho 111
5.6.1 Condições dos ensaios . . . . . . . . . . . . . 112
5.6.2 Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 114
5.7 Dispositivo adicionador de CC alimentando compres-
sor a vazio . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123
5.7.1 Condições dos ensaios . . . . . . . . . . . . . 123
5.7.2 Resultados . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 123
5.8 Conclusões acerca dos resultados dos ensaios . . . . . 128
5.8.1 Ensaios com compressor a vazio . . . . . . . . 128
5.8.2 Ensaios com compressor na bancada de par-
tida e tombamento . . . . . . . . . . . . . . . 129
5.8.3 Ensaios com compressor na bancada de de-
sempenho . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 129
5.8.4 Ensaios utilizando sistemas desenvolvidos . . . 130
6 Conclusões e propostas para trabalhos futuros 131
6.1 Conclusões . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 131
6.1.1 Acerca do método de aquecimento . . . . . . . 132
6.1.2 Acerca dos sistemas desenvolvidos . . . . . . 133
6.2 Propostas para trabalhos futuros . . . . . . . . . . . . 135
Referências 139
Apêndice A -- Calibração dos termopares 147
Apêndice B -- Calibração do sistema de medição de resistência 161
B.1 SM de tensão . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 163
B.2 SM de corrente faixa de 5 A . . . . . . . . . . . . . . 166
B.3 SM de corrente faixa de 18 A . . . . . . . . . . . . . . 169
B.4 Incertezas devidas ao tempo de aquisição . . . . . . . 172
Apêndice C -- Ensaios com compressor a vazio utilizando fonte
comercial 175
C.1 Ensaios com transitório natural . . . . . . . . . . . . . 175
C.2 Ensaios com transitório acelerado . . . . . . . . . . . 178
Apêndice D -- Ensaios com compressores na bancada de partida e
tombamento 185
Apêndice E -- Ensaios com compressores na bancada de desempe-
nho 191
E.1 Antes dos ajustes dos controladores . . . . . . . . . . 191
E.2 Com controle pela resistência da bobina . . . . . . . . 194
E.3 Após ajustes dos controladores . . . . . . . . . . . . . 196
Apêndice F -- Ensaios com compressores a vazio com dispositivo
adicionador de CC 207
F.1 Compressor D . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 207
F.2 Compressor F . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 212
1
1 INTRODUÇÃO
1.1 Contextualização
Um sistema simples de refrigeração é composto basicamente
por quatro elementos (figura 1.1): um dispositivo compressor, dois ele-
mentos trocadores de calor e um dispositivo de expansão. O dispositivo
compressor realiza a compressão de um fluido e, devido à diferença de
pressão, faz com ele circule pelo restante do sistema. Um elemento
trocador de calor permite que o fluido, comprimido e em alta tempera-
tura, perca calor para o ambiente. O dispositivo de expansão diminui
a pressão do fluido, e consequentemente, sua temperatura. O segundo
elemento trocador de calor é responsável pela remoção de calor do am-
biente que se deseja resfriar.
Figura 1.1: Circuito simples de refrigeração, adaptado de (1).
Desses quatro elementos, o compressor é muitas vezes o único
dispositivo ativo do circuito, ou seja, que necessita de energia elétrica
2
para funcionamento.
Aumentar a eficiência de refrigeração de um sistema significa
remover mais calor gastando menos energia. O limite teórico desta
eficiência esbarra no ciclo de Carnot
1
, pois não se pode realizar com-
pressão e expansão sem atrito. Grande parte dos esforços em melho-
ras nos sistemas de refrigeração está concentrado sobre o compressor,
principalmente no que se refere à sua eficiência energética.
Possamai e Todescat (2) apresentam um gráfico mostrando a
evolução do COP
2
de 1980 para 2002 (figura 1.2) para um compressor
hermético. O ganho relativo de eficiência durante esse período foi de
aproximadamente 60%.
Figura 1.2: Distribuição das perdas em um compressor hermético com-
paradas ao rendimento máximo teórico – Carnot; adaptado de (2).
Esse aumento de eficiência é a soma de diversos ganhos meno-
res oriundos de alterações realizadas nos compressores nesse período.
Cada melhoria proposta provoca uma pequena mudança em desempe-
nho. Para que se possa medir e comprovar tais ganhos, são necessárias
1
Ciclo de refrigeração teórico ideal e reversível.
2
Coeficiente de performance, do inglês Coefficient of Performance. É a relação entre a capa-
cidade de refrigeração e o consumo de energia elétrica de um compressor.
3
bancadas de testes com incertezas menores e a possibilidade de repli-
cação de ensaios, a fim de minimizar a parcela aleatória dos erros de
medição e da variabilidade dos ensaios.
Os testes para determinação das principais características fun-
cionais de um compressor, como capacidade de refrigeração e con-
sumo elétrico, são realizadas em bancadas específicas para esse fim,
denominadas bancadas de ensaios de desempenho. A figura 1.3 mostra
a foto de uma bancada automatizada, desenvolvida através da parceria
entre a WHIRLPOOL (unidade EMBRACO) e o LIAE
3
.
Essas bancadas são capazes de medir o desempenho dos com-
pressores, realizando ensaios segundo normas internacionais. A nor-
matização dos ensaios permite às empresas consumidoras de compres-
sores comparar diversos modelos de diferentes fabricantes, analisando
quais produtos atendem melhor às suas necessidades.
Figura 1.3: Foto de uma bancada de ensaios de desempenho.
3
LIAE: Laboratório de Instrumentação e Automação de Ensaios Aplicados à Refrigeração -
Divisão do Laboratório de Metrologia e Automatização da UFSC (Labmetro).
4
Esses ensaios podem ser extremamente demorados, chegando a
tempos superiores a cinco horas de duração. A maior parte desse tempo
– geralmente mais de 70% – é utilizado para colocar o compressor
em condições estáveis para que se inicie o ensaio propriamente dito
(1, 14, 15, 16).
De acordo com dados fornecidos pela empresa líder mundial no
segmento de compressores de refrigeração, a ocupação do tempo das
bancadas de desempenho pode ser resumida como sendo 70% para
pesquisa e desenvolvimento internos e 30% para controle de qualidade
e atendimento às normas. São realizados ensaios praticamente 24 ho-
ras por dia, 7 dias por semana. Apenas no Laboratório de Avaliação da
referida empresa existem, atualmente, cerca de 20 bancadas para aten-
der a essa demanda. Considerando os demais laboratórios, inclusive
em outros países, essa quantidade ultrapassa 40 bancadas.
Como conseqüência da redução do tempo, pode-se, indireta-
mente, obter também diminuição das incertezas de medição, pois mais
ensaios poderiam ser realizados em um mesmo intervalo de tempo, di-
minuindo a incerteza dos valores médios.
A iniciativa de diversos projetos em diferentes frentes de traba-
lho nos últimos anos (1, 14, 15, 16) é também um importante indicador
da necessidade de redução do tempo total dos ensaios de desempenho.
1.2 Objetivo do trabalho
O objetivo deste trabalho é propor e validar um método de di-
minuição do tempo total dos ensaios de desempenho de compressores
através da injeção de corrente contínua. A redução do tempo total é
possível com a diminuição do tempo de transitório inicial, tempo este
devido, principalmente, ao aquecimento lento do compressor. Como
o aquecimento do compressor é de dentro para fora, a temperatura
medida externamente ao corpo do compressor é a variável que mais
demora para atingir o valor de equilíbrio, e por isso é utilizada como
indicativo de que o ensaio se encontra estabilizado.
Scussel (1) propôs, em sua dissertação, diversos métodos para
se diminuir o tempo de transitório. Entre esses métodos, a utilização
de corrente contínua mostrou-se a mais promissora, de forma que será
5
o objetivo de estudo desta dissertação.
Esta dissertação é de grande importância devido à possibilidade
real de abreviar o tempo dos ensaios de desempenho, reduzindo dessa
forma o custo operacional. A redução de tempo traz também maior
disponibilidade, diminuindo a necessidade de aquisição de novas ban-
cadas.
Além de validar a injeção de corrente contínua como uma solu-
ção eficaz, é proposto um método viável de implantação em um painel
de ensaios de desempenho.
Para reduzir o custo total da solução, também é proposta a cons-
trução e testes de um circuito eletrônico capaz de injetar uma quanti-
dade variável de corrente contínua com o compressor energizado (com
corrente alternada), a fim de substituir a utilização de uma fonte co-
mercial.
1.3 Estrutura da dissertação
Este trabalho é dividido em seis capítulos.
No capítulo 2 é realizado um estudo dos temas considerados
relevantes para o entendimento do restante do trabalho, focando no
compressor hermético, seus componentes e o ensaio de desempenho.
No capítulo 3 é abordado diretamente o problema e proposta
uma solução com base em alguns ensaios e resultados, apresentando
diferentes possibilidades de equipamentos capazes de injetar corrente
contínua.
O capítulo 4 apresenta os sistemas desenvolvidos para a reali-
zação do trabalho, incluindo uma fonte CC variável, um sistema de
medição de resistência do enrolamento do compressor, e a estrutura
dos softwares de controle necessários para a aplicação na bancada de
ensaios de desempenho.
Os resultados obtidos com a utilização da solução proposta são
mostrados no capítulo 5, apresentando as diminuições de tempo obti-
das sob diversas condições.
Finalmente, no capítulo 6, são apresentadas as conclusões do
trabalho bem como propostas de melhorias. Adicionalmente são des-
tacados alguns aspectos que necessitariam de maior investigação, po-
dendo servir de escopo para futuras dissertações.
Os apêndices A e B apresentam os resultados das calibrações
dos termopares utilizados e do sistema de medição de resistência de-
senvolvido.
Os gráficos presentes nos apêndices C até F são os resultados de
diversos ensaios realizados para a definição e a validação do procedi-
mento proposto.
O apêndice G contém as principais características dos compres-
sores utilizados em todos os ensaios deste trabalho.
7
2 FUNDAMENTAÇÃO TEÓRICA
Para auxiliar na compreensão do trabalho, é necessário um es-
tudo geral do contexto do problema. Isso inclui conhecer o funciona-
mento interno do compressor, o ensaio de desempenho, e os motores
presentes na maioria dos compressores herméticos: os motores de in-
dução monofásicos.
Além disso, é preciso conhecer o funcionamento da bancada de
ensaios de desempenho, pois é nessa bancada que a injeção de corrente
contínua será utilizada.
Por fim, uma explanação sobre as possíveis utilizações de inje-
ção de CC em motores energizados, incluindo o princípio de aqueci-
mento acelerado de compressores.
2.1 Compressor hermético
Os tipos mais comuns de compressores industriais em aplica-
ções de até 1000 kW são os alternativos e os rotativos parafuso (17). O
interesse deste trabalho é sobre o primeiro tipo, o alternativo.
Os compressores alternativos possuem uma câmara de compres-
são, um pistão conectado ao eixo do motor através de uma biela e
válvulas que permitem o fluxo de fluido em apenas um sentido. O
funcionamento da compressão é ilustrado na figura 2.1.
Na etapa de expansão (B), o movimento do pistão para baixo
diminui a pressão da câmara até que a pressão interna se torne inferior
à pressão externa. Inicia-se a etapa de sucção (C), na qual a válvula de
sucção se abre, permitindo a entrada de fluido até que o pistão atinja
seu curso mínimo. Em seguida é iniciada a etapa de compressão (D),
com o pistão movimentando-se para cima e comprimindo o fluido. A
8
Figura 2.1: Estágios de compressão em um compressor alternativo.
Adaptado de (3)
válvula de sucção se fecha e assim permanece enquanto a pressão in-
terna for maior do que a pressão de sucção (evitando o fluxo no sentido
contrário). A compressão continua até que a pressão interna atinja um
valor ligeiramente maior do que a pressão de descarga. Nesse instante,
etapa de descarga (E), a válvula de descarga se abre, permitindo a saída
do fluido até que o pistão atinja seu curso máximo (A), iniciando um
novo ciclo.
Os compressores alternativos podem ser classificados em três
tipos: abertos, semi-herméticos e herméticos. Os compressores aber-
tos possuem um motor externo para o acionamento do(s) pistão(ões),
necessitando de vedação para o eixo, enquanto os herméticos e semi-
herméticos possuem a unidade compressora (pistões, válvulas etc) e o
motor elétrico que o aciona, selados dentro da mesma carcaça. A única
diferença entre os herméticos e os semi-herméticos é que os segundos
permitem a remoção do cabeçote permitindo acesso às válvulas e aos
pistões (17, 18).
9
No caso dos herméticos, não se tem acesso ao interior do com-
pressor. A interface se dá apenas através das conexões de sucção, pro-
cesso (por onde normalmente é injetado óleo e fluido refrigerante) e
descarga, e através das conexões elétricas do motor (figura 2.2). Não
se pode realizar manutenções preventivas ou corretivas. Em contrapar-
tida, pelo fato de o compressor ser hermético, eliminam-se problemas
com vazamentos e vedações (17).
Figura 2.2: Foto de um compressor hermético.
A presença do motor elétrico dentro do mesmo ambiente do
fluido refrigerante permite trocas de calor entre o motor elétrico, o
óleo e o fluido refrigerante. Isso pode provocar perdas de eficiência
do compressor, no entanto, garante a vida últil do motor evitando o
sobreaquecimento do mesmo. A figura 2.3 apresenta a estrutura de um
compressor hermético, apontando seus principais componentes. Além
do motor elétrico, outras fontes de calor são o processo de compressão,
atrito entre os mancais e atrito da parede do cilindro com o pistão (1).
2.2 Bancada de ensaios de desempenho de compressores
O rendimento de um circuito de refrigeração é definido como
sendo a relação entre a capacidade de refrigeração (taxa de calor ab-
sorvida pelo evaporador) e a potência elétrica necessária para tal (con-
sumo elétrico do compressor). Esse rendimento é comumente denomi-
nado de COP (17).
10
Figura 2.3: Estrutura interna de um compressor alternativo hermético,
reproduzido de (1).
Como o COP depende de vários fatores além do compressor
(geometria de condensadores e evaporadores, temperaturas de evapo-
ração e condensação, pressões etc.), diversas normas definem padrões
de ensaio de modo a analisar o desempenho apenas do compressor,
mantendo as demais variáveis do sistema sob controle (13, 19, 20, 21,
22, 23).
Esses ensaios são denominados de ensaios de desempenho de
compressores e são realizados em bancadas espefícidas para esse pro-
pósito. De modo resumido, os principais componentes da bancada são,
como mostra a figura 2.4: compressor, condensador, medidor de vazão
mássica, válvula de expansão, condensador e evaporador (caloríme-
tro). Essa figura apresenta uma configuração onde é possível realizar a
medição de capacidade com a utilização de um calorímetro (métodos
A, B e C) e de um medidor de vazão mássica na fase líquida do fluido
refrigerante (método F).
Além do circuito principal, onde está inserido o compressor em
teste, existem dois outros sistemas de refrigeração. Um deles auxilia
11
no controle da temperatura do ambiente onde permanece o compressor
em teste. O outro exerce função semelhante para o ambiente onde está
inserido o calorímetro (não mostrado na figura 2.4).
Figura 2.4: Circuito de refrigeração da bancada de ensaio de desempe-
nho.
A norma ISO917 (13) detalha cada um dos métodos que po-
dem ser utilizados, bem como sugere quais pares de método devem ser
empregados em conjunto para garantir uma maior confiabilidade dos
resultados (tabela 2.1). Scussel (1) identificou, em seu trabalho, vanta-
gens e desvantagens de cada método, principalmente no que se refere
ao tempo demandado para a estabilização do ensaio.
A determinação da capacidade deve ser realizada utilizando-se
dois métodos distintos simultaneamente. Um deles será o valor oficial
adotado para capacidade e outro servirá para confirmação (desde que a
diferença entre os valores seja inferior a um desvio máximo) (13).
O valor da capacidade é obtido, de acordo com (13), através da
equação 2.1.
φ
0
= q
m f
V
ga
V
gl
(h
g1
− h
f 1
)
(2.1)
Onde:
12
Tabela 2.1: Combinações de métodos permitidos pela ISO917 (13).
Método 1 Métodos 2 Métodos 2
Utilizado Permitidos Recomendados
A D1,D2,F,G,K F,G,K
B D1,D2,F,G,K F,G,K
C D1,D2,F,G,K F,G,K
D1 A,B,C,D2,F,G,J,K F,G,J,K
D2 A,B,C,D1,F,J F,J
F A,B,C,D1,D2,J,K D1,D2,J,K
G A,B,C,D1,F,J D1,J
K A,B,C,D1,F,J D1,J
φ
0
: capacidade do compressor (W);
q
m f
: fluxo de massa do fluido refrigerante (kg/s);
V
ga
: volume específico do fluido refrigerante (gás) entrando no com-
pressor, durante o ensaio;
V
gl
: volume específico do fluido refrigerante (gás) entrando no com-
pressor, estabelecido anteriormente ao ensaio;
h
g1
: entalpia específica do fluido refrigerante nas condições básicas
específicas de ensaio;
h
f 1
: entalpia específica do fluido refrigerante na pressão correspon-
dente a descarga do compressor.
A norma ISO917 (13) descreve diversos métodos para a medi-
ção da capacidade. Mas de modo geral, todos os métodos se resumem
a apenas dois princípios: utilizando a medição da vazão mássica dire-
tamente; utilizando um calorímetro.
Nos métodos que utilizam transdutores para a medição direta
da vazão mássica, é utilizada a equação 2.1 para a determinação da
capacidade.
Nos outros, a capacidade de refrigeração é obtida através do
princípio de conservação de energia. Em um ambiente fechado e iso-
lado termicamente (calorímetro) uma resistência elétrica transforma
energia elétrica em calor. Nesse mesmo ambiente o evaporador do
circuito de refrigeração retira o calor injetado pela resistência. As
pressões e temperaturas do calorímetro são medidas durante o ensaio.
13
Como o ensaio leva em consideração apenas os dados obtidos em re-
gime permanente, ou seja, após os transitórios das variáveis, pode-se
obter a capacidade de refrigeração como sendo igual à potência elétrica
injetada pela fonte que alimenta a resistência do calorímetro.
Ainda de acordo com as normas, devem-se obter os resultados
do ensaio de capacidade apenas quando todas as variáveis estiverem
em condições de regime, ou seja, estáveis dentro de certos limites.
Sendo assim, do tempo total de um ensaio, apenas a última hora
1
é
significativa para os resultados. O tempo anterior foi utilizado apenas
para estabilizar o sistema. Atualmente, o tempo total médio para um
ensaio de capacidade é de aproximadamente 4h30min (24, 16, 15, 1).
2.3 Motores de indução utilizados em compressores
Os motores de indução, por serem robustos e caracteristicamente
com menor custo para se construir, são atualmente os motores mais
empregados na indústria em geral (25, 26, 27).
Embora existam projetos de compressores utilizando motores
EC
2
(28) e motores lineares (29, 30), as características robustez, baixo
custo e alimentação monofásica, fazem com que os motores de indução
ainda sejam os mais utilizados nessa aplicação.
Os principais componentes de um motor de indução são apre-
sentados na figura 2.5. Existem rotores bobinados ou com barras em
formato de gaiola de esquilo.
Para os motores trifásicos, o estator é formado por enrolamentos
dispostos de maneira a criar um campo girante. As linhas de campo do
estator cortam os condutores do rotor, induzindo assim, uma corrente
no rotor. Essa corrente, por sua vez, gera outro campo magnético que
tende a seguir o campo girante do estator (27).
Nos motores monofásicos, o campo produzido com apenas um
enrolamento de estator não é girante, mas sim pulsante. Dessa forma,
o torque inicial (com o motor em repouso) é nulo (31).
A principal diferença entre os motores monofásicos e trifásicos
1
A norma ISO917 (13) exige um período de 1 hora de estabilidade
2
Do inglês Electronic Controlled, também conhecidos como BLDC (Brushless DC) ou mo-
tores síncronos a ímãs permanentes.
14
Figura 2.5: Componentes elétricos básicos de um motor de indução:
(a) estator e (b) rotor, reproduzido de (4).
está na forma com que o campo girante é obtido. Para o motor trifásico,
a própria defasagem entre as fases juntamente com o posicionamento
das espiras induz a criação de um campo girante.
Para os motores monofásicos, no entanto, o torque inicial é nulo
enquanto o rotor estiver em repouso. Dessa forma, é necessário um
meio de se induzir um torque não nulo para sua partida. Isso é rea-
lizado, normalmente, com a utilização de um segundo enrolamento,
chamado de enrolamento auxiliar.
2.3.1 Arranjos elétricos usuais em motores de indução
Os diversos arranjos elétricos presentes nos motores de indução
monofásicos provém das diferentes necessidades de torque para cada
aplicação (32), tanto para a carga nominal quanto para a partida.
Como mencionado, é necessário um enrolamento auxiliar para
a partida do motor. Pode-se removê-lo do circuito após a partida ou o
manter energizado durante a operação.
De acordo com a literatura (32, 31), existem quatro classifica-
ções para a partida do motor de indução monofásico, descritas nos itens
a seguir (2.3.1.a até 2.3.1.d).
15
2.3.1.a Motor de fase dividida ou fase auxiliar
Figura 2.6: (a) Diagrama do motor de fase dividida e (b) características
típicas de torque-velocidade; reproduzido de (4) apud (5).
Nesse motor, o enrolamento auxiliar é removido do circuito atra-
vés do interruptor S, indicado na figura 2.6.a, após a partida do motor.
Motores industriais utilizam normalmente interruptores centrífugos, os
quais abrem o circuito após o motor atingir certa freqüência rotacional
(25, 32).
Os motores que utilizam esse arranjo costumam ter conjugado
de partida moderado com baixa corrente de partida (figura 2.6.b) (31).
Para compressores, o desligamento é realizado, através de relés,
PTC
3
ou circuitos eletrônicos utilizando semicondutores (TSD
4
).
2.3.1.b Motor de fase dividida com capacitor de partida
Essa configuração utiliza um capacitor C em série com a bobina
auxiliar, como mostra a figura 2.7.a. O capacitor tem como funções o
deslocamento de fase no tempo entre as correntes dos dois enrolamen-
tos e melhorar o desempenho de partida. Esses motores são utilizados,
normalmente, em cargas com elevado torque e partida difícil (31).
3
Do inglês Positive Temperature Coefficient.
4
Do inglês Time Starting Device.
16
Figura 2.7: (a) Diagrama do motor de fase dividida com capacitor de
partida e (b) características típicas de torque-velocidade; reproduzido
de (4) apud (5).
2.3.1.c Motor de capacitor permanente
Figura 2.8: (a) Diagrama do motor com capacitor permanente e (b)
características típicas de torque-velocidade; reproduzido de (4) apud
(5).
Nos motores com capacitor permanente, o capacitor e o enrola-
mento auxiliar não são desconectados após a partida, o que simplifica
a construção pela ausência de interruptores, como apresenta a figura
2.8.a.
17
A utilização do capacitor durante o funcionamento permite me-
lhorar características como fator de potência, rendimento e pulsações
no conjugado, diminuindo as vibrações (31). No entanto, possui torque
de partida relativamente pequeno (figura 2.8.b).
2.3.1.d Motor de fase dividida com dois capacitores
Figura 2.9: (a) Diagrama do motor de fase dividida com dois capaci-
tores e (b) características típicas de torque-velocidade; reproduzido de
(4) apud (5).
Essa configuração (figura 2.9.a) associa as características de alto
torque de partida do motor com capacitor de partida (figura 2.9.b), e as
características de bom rendimento do motor com capacitor permanente
(4).
2.3.2 Arranjos elétricos usuais em compressores monofásicos
Os motores utilizados nos compressores da empresa líder mun-
dial do setor são divididos em duas categorias em relação ao torque
de partida: LST
5
e HST
6
. Os compressores LST são empregados em
sistemas que utilizam tubo capilar, o qual permite a equalização das
pressões de sucção e descarga. Os do tipo HST são utilizados em
5
Do inglês Low Starting Torque
6
Do inglês High Starting Torque
18
sistemas que usam válvulas de expansão, ou mesmo tubos capilares,
mas quando os períodos de parada são muito curtos. Dessa forma não
ocorre equalização das pressões (33, 34).
De acordo com (33), esses motores são classificados como:
• RSIR Do inglês resistance start – inductive run. São os motores
de fase dividida, utilizando um relé ou dispositivo do tipo PTC
para desconectar o enrolamento auxiliar após a partida.
• CSIR Do inglês capacitive start – inductive run. Equivalem ao
motor de fase dividida com capacitor de partida.
• RSCR Do inglês resistance start – capacitive run. Uma com-
binação de motor de fase dividida com capacitor permanente.
Partem como um motor de fase dividida (utilizando um PTC) e
conectam o capacitor após a partida.
• PSC Do inglês permanent split capacitor. Esses motores equi-
valem à configuração com capacitor permanente.
• CSR Do inglês capacitive start and run. Assemelham-se aos
motores com capacitor permanente, mas após a partida, o capa-
citor auxiliar é desconectado, mantendo a bobina de partida no
circuito.
2.4 Injeção de CC em motores CA
Em uma rede CA, a presença de uma componente CC é, nor-
malmente, prejudicial pois cargas indutivas, como motores e transfor-
madores, representam uma impedância muito baixa para corrente con-
tínua. Isso aumenta a corrente nominal, provocando sobreaquecimento
e saturação nos núcleos ferromagnéticos, por exemplo (35).
No entanto, a inserção de uma componente contínua em moto-
res de corrente alternada pode ser utilizada com algumas finalidades
conhecidas na literatura, e são destacadas nos itens 2.4.1 a 2.4.3.
19
2.4.1 Frenagem dinâmica
Uma tensão CC aplicada ao enrolamento de um motor de indu-
ção estabelece um campo magnético estacionário (figura 2.10.b). As-
sim, as forças eletromagnéticas induzidas no rotor tendem a se alinhar
com esse campo estacionário, frenando o motor (36, 37). A tensão CC
aplicada é variável, bem como o tempo dessa injeção, de acordo com
o motor. O valor da tensão determina a intensidade da frenagem. (37).
Figura 2.10: (a) Princípio de operação normal e (b) frenagem com
corrente contínua.
A utilização de CC para a frenagem pode ser utilizada, princi-
palmente, na ausência de circuitos eletrônicos de potência, os quais
permitiriam a realização de uma frenagem regenerativa para o barra-
mento CC ou ainda diretamente para a rede (38).
2.4.2 Medição de resistência
Sabe-se que a resistividade de um condutor de cobre varia de
acordo com a temperatura de maneira aproximadamente linear para
temperaturas na faixa de (0 a 400)
o
C, como mostra a figura 2.11 (4, 6).
A resistência de qualquer condutor (R) pode ser calculada atra-
vés da equação (2.2).
R = ρ ·
l
A
(2.2)
Onde:
20
ρ = resistividade;
l = comprimento;
A = área da seção transversal.
Na prática, metais puros, como a platina, o cobre e o níquel,
são utilizados como RTD
7
. A platina é a preferida pela estabilidade do
coeficiente de resistividade, alta temperatura de fusão (1769
o
C) e re-
sistência a corrosão. O cobre é usualmente empregado na medição de
temperatura de motores e transformadores, utilizando o próprio enro-
lamento de cobre como elemento transdutor (39, 40).
Figura 2.11: Curva de resistividade do cobre em função da tempera-
tura. Fonte (4), adaptado de (6).
De fato, é comum na indústria a utilização da medição da re-
sistência de enrolamento para estimar sua temperatura (33, 41, 25).
Normalmente a medição é realizada após o desligamento do compres-
sor, e com base em condições iniciais conhecidas, conforme a equação
2.3 .
T
c
=
R
c
− R
f
R
f
· (234,5 + T
f
) + T
f
(2.3)
7
Termorresistor, do inglês Resistance Thermometer Detectors.
21
Onde:
T
c
: temperatura desconhecida do enrolamento a quente;
T
f
: temperatura de referência do enrolamento medida após estabili-
zação;
R
c
: resistência medida na temperatura Tc;
T
f
: resistência medida na temperatura Tf.
A medição após o desligamento provoca erros devido ao resfri-
amento da bobina. A norma NBR 7094 (41) propõe, entre outros, o
método da superposição. Seguindo esse método, Pacheco (4) desen-
volveu um sistema capaz de determinar a resistência do enrolamento
injetando e medindo correntes contínuas na bobina principal do com-
pressor, permitindo a medição da resistência interna com o compressor
energizado.
2.4.3 Diminuição do tempo de transitório
Scussel (1) afirma que os comportamentos das curvas de tempe-
ratura do compressor podem ser considerados como típicos de um sis-
tema de primeira ordem com constante de tempo definida. Mesmo com
a utilização de uma tensão de alimentação acima da nominal, seja com
sobretensão ou injeção de corrente contínua, o tempo de estabilização
das temperaturas continua o mesmo, mudando apenas as temperaturas
finais de estabilização.
A diminuição do tempo de aquecimento, então, provém da pos-
sibilidade de injetar corrente contínua no início do ensaio, para que a
curva de aquecimento atinja uma temperatura superior a que seria atin-
gida naturalmente para um mesmo intervalo de tempo. Na seqüência,
retornar a alimentação para o valor nominal quando as temperaturas do
compressor estiverem próximas do valor de estabilização, como ilustra
a figura 2.12.
Os resultados obtidos por Scussel (1) são apresentados nas figu-
ras 2.13 e 2.14, mostrando que a injeção de CC é eficaz com o com-
pressor em movimento (figura 2.14), permitindo a distribuição do ca-
lor. A utilização de corrente contínua com o compressor em repouso
concentra o calor na bobina do motor, como é apresentado na figura
2.13.
22
Figura 2.12: Ilustração da combinação de curvas de temperatura com
e sem sobreaquecimento.
Figura 2.13: Ensaio em compressor com alimentação CC de 55 V sem
corrente alternada com compressor em repouso (1).
No âmbito desta dissertação, dois novos ensaios foram realiza-
dos em um compressor modelo D
8
, com e sem injeção de corrente
8
Vide apêndice G.
23
Figura 2.14: Ensaio com tensão de alimentação CA de 110 V e tensão
CC por 40 minutos de 15 V com compressor em movimento (1).
contínua. Os resultados foram obtidos com o compressor fora de um
sistema de refrigeração. O passador de descarga foi conectado ao pro-
cesso, a fim de minimizar as perdas de óleo.
O primeiro ensaio, sem adição de corrente contínua, mostra o
comportamento das temperaturas internas do compressor medidas em
diversos pontos (figura 2.15). O compressor foi alimentado com tensão
CA de 220 V. O tempo de estabilização da temperatura do corpo foi de
aproximadamente duas horas.
A figura 2.16 apresenta os resultados do segundo ensaio. O com-
pressor permaneceu sob as mesmas condições, porém com injeção de
tensão CC de 20 V durante todo o teste. Pode-se visualizar que o com-
portamento é muito próximo do afirmado por Scussel (1), no qual as
constantes de tempo das variáveis quase não mudam, apenas alterou-se
o valor final de estabilização. Percebe-se o efeito principalmente sobre
a bobina principal do compressor, pois é justamente esse componente
que dissipa a energia elétrica adicionada ao sistema transferindo-a para
o restante do compressor.
O valor da temperatura de estabilização do corpo mudou de
52
o
C, do primeiro ensaio, para 66
o
C no segundo. O tempo neces-
24
Figura 2.15: Perfis das temperaturas internas do compressor D. Ensaio
realizado com o compressor a vazio e sem CC.
sário, no ensaio com injeção de CC, para que o corpo do compressor
atingisse os 52
o
C do ensaio sem CC foi de apenas 50 minutos. Isso
representa uma redução de 50% do tempo gasto para se atingir essa
temperatura.
Figura 2.16: Perfis das temperaturas internas do compressor D. Ensaio
com o compressor a vazio e com injeção CC constante de 20 V.
2.5 Conclusão
Este capítulo permitiu um conhecimento mais aprofundado do
escopo dessa dissertação, incluindo a estrutura do compressor com seu
motor elétrico e a bancada onde são realizados os ensaios de desempe-
nho. O capítulo 3 apresenta uma proposta de sistematização da injeção
de CC para aquecimento acelerado, permitindo a redução do tempo
dos ensaios.
26
27
3 PROPOSTA DE MÉTODO DE ACELERAÇÃO DE
TRANSITÓRIO EM ENSAIOS DE DESEMPENHO
Como discutido na seção 1.2, a injeção de corrente contínua no
compressor pode ser utilizada para diminuir o tempo de transitório do
ensaio. Scussel (1) indicou que a injeção de corrente contínua somente
é eficiente se for utilizada com o compressor em movimento. Em suma,
o método consiste em somar uma componente CC à alimentação CA,
o que provoca o aumento das perdas elétricas e consequente aqueci-
mento.
A transferência de calor é melhorada durante o funciona-
mento do compressor pela turbulência interna criada com
a movimentação do rotor, do conjunto biela–manivela e do
óleo bombeado pelo eixo. O óleo remove calor do interior
do rotor, do cabeçote e o entrega ao corpo. (1)
Neste capítulo são mostradas diversas possibilidades de equipa-
mentos capazes de adicionar uma componente contínua à alimentação
alternada do compressor. Além disso são apontados alguns proble-
mas devido à corrente contínua (sobretemperatura da bobina, corrente
excessiva e presença do protetor térmico) e possíveis soluções e condi-
ções de contorno. Finalmente, é proposto um método para a aplicação
da injeção de corrente contínua como forma de diminuição do tempo
de transitório nos ensaios de desempenho.
3.1 Alternativas para injeção de corrente contínua
Nesta seção são apontadas algumas configurações elétricas ca-
pazes de injetar corrente contínua. É apresentada, inicialmente, a pro-
28
posta de utilização de fontes comerciais aptas a fornecer tensão contí-
nua e alternada. Em seguida são analisados quatro circuitos para inje-
tar corrente contínua a partir da alimentação alternada da rede. Esses
circuitos são: gradador meia onda a tiristor; gradador meia onda com
IGBT
1
; inversor de freqüência; e fonte CC variável em série com CA.
3.1.1 Fonte comercial
Para a verificação dos resultados apresentados em (1) foi utili-
zada uma fonte Agilent 6812B (figura 3.1), capaz de fornecer alimen-
tação CA e CC. Além disso, foi possível simular as formas de onda
geradas pelas soluções propostas. Isso comprovou que a injeção de
corrente contínua é eficiente mesmo com formas de ondas distorcidas.
Figura 3.1: Fonte Agilent 6812B utilizada em diversos ensaios com
injeção de CC.
A fonte 6812B tem como principais características (42) :
• faixa de tensão CA: (0 a 300) V (RMS);
• faixa de freqüência: CC até 1 kHz;
• faixa de tensão CC (-425 a +425) V;
• incerteza na medição de tensão CC 0,05 % valor lido + 100 mV;
• incerteza na medição de corrente 0,05 % valor lido + 5 mA.
Tais características permitem conhecer, com baixas incertezas,
os valores de tensão CC e corrente CC inseridas, possibilitando estimar
a temperatura do enrolamento principal do compressor. Para se atingir
1
Transistor bipolar de porta isolada. Do inglês Insulated Gate Bipolar Transistor.
29
esses níveis de incertezas, no entanto, faz-se necessário utilizar a opção
“remote sense” da fonte.
Devido à corrente de partida de vários modelos de compresso-
res ser superior à corrente máxima fornecida pela fonte, é necessário
que se dê a partida do compressor utilizando diretamente a rede de ali-
mentação (ou outra fonte com potência suficiente), e, após a partida,
comutar a alimentação para a fonte. No entanto, não se pode habilitar
a leitura do sense externo enquanto o compressor não estiver sendo ali-
mentado pela fonte 6812B. Se isto ocorrer, a fonte tentará fazer a com-
pensação, pois estará medindo um valor diferente do valor desejado, e
aumentará ou diminuirá indefinidamente o valor de saída na intenção
de diminuir o erro. Isto provoca a atuação do sistema de proteção (de
sobretensão) da própria fonte, desligando a saída da mesma.
É necessário, então, que se habilite a função “external” somente
após a comutação da alimentação do compressor para a fonte 6812B.
No entanto um outro problema foi detectado. Ao se habilitar essa op-
ção (quando está desabilitada, é utilizado um “sense” interno aos co-
nectores de saída da fonte) a fonte não comuta apenas a origem do sinal
de tensão medido, mas também reinicia os valores do controlador in-
terno. Assim, no momento da comutação a tensão de saída é reduzida
para 0 V durante aproximadamente 100 ms (quase 5 ciclos de rede a 60
Hz) para então retornar ao valor original, seja 115 V ou 220 V (figura
3.2).
A interrupção temporária na tensão de alimentação pode provo-
car o “tombamento”
2
de alguns modelos de compressor, o que inviabi-
lizou a utilização da fonte Agilent 6812B como uma solução definitiva
para os painéis de ensaio de desempenho, tanto como fonte CA e CC,
quanto como sistema de medição de resistência.
No entanto, foi possível utilizá-la para a verificação do método
de aquecimento por inserção de CC, usando um sistema externo para
medição de tensão e corrente CC, ao invés do uso do “remote sense”.
Existem também outros modelos de fonte comerciais capazes
de fornecer tensão alternada e contínua simultaneamente. Outra fonte
pesquisada foi o modelo FCAM 150–30–15 (43) do fabricante Supplier,
2
Expressão utilizada para denominar a situação em que o motor para por não possuir torque
suficiente para manter a rotação.
30
Figura 3.2: Interrupção do sinal de tensão da fonte 6812B na comuta-
ção do sense interno para externo.
também capaz de fornecer CA+CC e com as seguintes especificações:
• tensão eficaz de saída: 0 V a 300 V ;
• corrente máxima de saída: 12 A;
• potência máxima de saída: 1,5 kVA;
• freqüência de saída: 0 a 150 Hz;
• comunicação serial: RS-232;
• medições de tensão, corrente, potência e fator de potência (sem
informação de incertezas).
Obviamente as vantagens de se utilizar fontes comerciais são
a praticidade, facilidade de acionamento e manutenção. Praticidade
pois não demandam trabalho de desenvolvimento. Facilidade no acio-
namento, através de comunicação GPIB, RS-232, entre outras, nor-
malmente disponíveis em fontes desse porte. Praticidade relativa na
manutenção, pois o próprio fabricante (ou através de empresas auto-
rizadas) presta os serviços de manutenção, isentando o usuário final
desse trabalho.
No entanto a grande desvantagem ainda é o custo elevado de
31
tais equipamentos. A fonte Agilent 6812B possui custo superior a
R$30.000,00 enquanto a do fornecedor Supplier, aproximadamente
R$10.000,00 (valores em 2010). Além disso a própria manutenção da
fonte, citada como vantagem, pode se tornar demasiadamente onerosa
ou demandar muito tempo, quando há necessidade de envio do equipa-
mento para uma assitência técnica muito remota.
3.1.2 Desenvolvimento de fonte
Dados obtidos da empresa analisada mostram que esta possui 47
bancadas para ensaio de desempenho de compressores. Assim, o custo
tem um peso importante na decisão sobre a solução a ser adotada, e
a utilização de uma fonte comercial por painel torna-se economica-
mente desfavorável. Por isso, uma parte deste trabalho dedicou-se a
estudar possibilidades de se injetar CA e CC no compressor de uma
forma mais simples e com custo reduzido. Nesta seção são apresen-
tadas algumas alternativas que podem ser utilizadas em substituição à
fonte comercial, apontando suas características, e possíveis vantagens
e desvantagens quando comparadas às demais.
Determinação do modelo
Inicialmente foi necessário gerar um modelo elétrico equiva-
lente do motor de indução, com a finalidade de simular os possíveis
circuitos eletrônicos para a injeção de corrente contínua. Um modelo
foi criado com base no compressor A
3
(220 V / 60 Hz) cuja corrente
nominal de catálogo é 1,03 A. A determinação do modelo, no entanto,
foi feita utilizando o compressor “em aberto”, ou seja, desacoplado de
um sistema de refrigeração. Desse modo, a carga do compressor era
menor e a corrente medida foi de aproximadamente 0,85 A, cerca de
20% inferior à corrente nominal (figura 3.3).
O modelo equivalente utilizado foi o R–L–FCEM (resistor, in-
dutor e força contra-eletromotriz), conforme figura 3.4, e o procedi-
mento para determinação dos valores de R, L e FCEM foi:
1. medir a resistência do enrolamento principal (R);
3
Vide apêndice G.
32
Figura 3.3: Ensaio realizado com compressor A sem carga.
2. medir a indutância do enrolamento principal (L);
3. ligar o compressor e medir a corrente RMS;
4. realizar simulações com o circuito R–L–FCEM, variando o valor
de FCEM até que o valor RMS da corrente seja igual ao valor
medido no ensaio.
Figura 3.4: Circuito de simulação para determinação do modelo do
compressor.
Os resultado apresentados na figura 3.5 mostram o valor da cor-
rente de simulação muito próxima da corrente do ensaio, aproxima-
33
Figura 3.5: Simulação para determinação do modelo do compressor.
damente 0,84 A. Os valores obtidos para o modelo desse compressor
foram: R = 10,8 Ω; L = 108 mH; e FCEM = 261 V (amplitude). Com
esse modelo elétrico foram simuladas as diversas formas de tensão de
alimentação dos possíveis circuitos geradores de CC. Assim foi possí-
vel analisar a capacidade de injetar corrente contínua na alimentação
do compressor em relação à sua complexidade e custo.
Embora o modelo obtido não tenha sido utilizado nos ensaios
com o gradador meia onda a tiristor, ele foi necessário para as simula-
ções realizadas nas demais configurações.
Gradador meia onda a tiristor
Propôs-se criar um circuito gradador semelhante ao utilizado em
dimmers de iluminação. Esses circuitos permitem alterar o valor eficaz
da tensão fornecida à carga em função do ângulo de disparo de tiris-
tores, para potências elevadas, ou de um TRIAC
4
(44). Realizando a
“dimerização” em apenas um semiciclo, provoca-se o surgimento de
4
Do inglês TRIode for Alternate Current. Componente equivalente a dois tiristores em anti-
paralelo.
34
uma componente CC.
Para analisar o comportamento desse gradador não foi realizada
nenhuma simulação. Devido a sua simplicidade, o circuito da figura
3.6 foi montado para a aplicação do TRIAC. A geração dos pulsos
de disparo foi realizada através de um circuito baseado no integrado
TCA 785 (7), necessitando de modificações simples para o disparo
em apenas um dos semiciclos. Esse circuito é apresentado com mais
detalhes na seção 4.1.2.
Figura 3.6: Circuito utilizado em ensaio de gradador a TRIAC.
Nas cargas resistivas o corte da tensão é feito no início do semi-
ciclo, pois é quando a tensão se anula e, conseqüentemente, também
a corrente. Como a carga do motor é fortemente indutiva (reatância
indutiva X
L
≈ 40 Ω e resistência R ≈ 10 Ω) a corrente só se anula
certo tempo após a tensão (cerca de 75
o
de defasagem entre tensão e
corrente). Assim, o corte da onda de tensão só poderá ser feito após
o valor da corrente atingir zero ampére (comportamento dos tiristores)
(44, 45, 46).
Como, no momento do corte da onda da rede, a tensão na carga
não cai a zero, mas mantém o valor de FCEM, o nível de corrente
contínua injetado é muito pequeno e, conseqüentemente, a corrente
RMS aumenta muito pouco. Mesmo convertendo certa parte da tensão
CA em tensão CC, o resultado obtido no ensaio é aquém do necessário
para a aplicação.
As formas de onda resultantes desses ensaios são apresentadas
na figura 3.7. A tabela 3.1 apresenta os valores de corrente medidos
para os diferentes ângulos de disparo utilizados.
Foi verificada também a possibilidade de se utilizar um tiristor
de roda livre para forçar a tensão da carga a permanecer próxima de
zero (apenas com a queda de tensão direta do tiristor). Porém, como
a corrente não se anula antes do início do próximo semiciclo, seria
35
(a) α = 120
◦
e Irms = 0,99 A. (b) α = 135
◦
e Irms = 1,12 A.
(c) α = 180
◦
e Irms = 1,19 A.
Figura 3.7: Resultados dos ensaios com diferentes ângulos α de dis-
paro.
provocado um curto circuito na fonte de alimentação quando o TRIAC
fosse disparado para alimentar a carga com o próximo semiciclo da
rede.
Gradador meia onda com IGBT
Foi investigada uma solução semelhante ao gradador meia onda
a tiristor, porém com o uso de IGBT, pois estes componentes têm a
característica de se bloquearem mesmo com corrente não nula (47).
O circuito simulado é apresentado na figura 3.8. A variação do
nível de corrente contínua pode ser obtida pela variação do ângulo de
comutação entre T4 e T2, ou seja, quanto mais tempo T4 conduzir,
maior será o valor médio da tensão aplicada à carga.
O capacitor C foi utilizado para absorver o pico de sobretensão
provocado pelo bloqueio do IGBT T 4. Esse bloqueio não deixaria ca-
36
Tabela 3.1: Correntes para diversos ângulos de disparo utilizando
TRIAC
Ângulo α de disparo Corrente RMS
90
o
+ 0
◦
0,84 A
90
o
+ 30
◦
0,99 A
90
o
+ 45
◦
1,12 A
90
o
+ 90
◦
1,19 A
Figura 3.8: Circuito simulado do gradador meia onda com IGBT de
roda livre e circuito grampeador.
minho para a corrente no indutor L fluir provocando, desse modo, o
pico de tensão. Como o IGBT T 4 deve ser bloqueado antes da con-
dução de T1 ou T 2 (tempo morto – caso contrário haveria um curto
37
circuito na fonte de alimentação), o capacitor foi utilizado como gram-
peador. Além disso, optou-se por descarregar o capacitor para a fonte
de alimentação ao invés de dissipar essa energia diretamente em um
resistor. Dessa maneira há menor geração de calor, além de um com-
ponente de potência a menos no circuito.
Figura 3.9: Simulação do circuito com IGBT de roda livre.
O circuito mostrou-se robusto, conforme apresentado na figura
3.9, mesmo com valores relativamente pequenos de capacitância (10
µF) e grandes valores de Rd (10 kΩ – resistor de descarga do capaci-
tor), pois a energia acumulada no intervalo de tempo entre o bloqueio
de T 4 e desbloqueio de T1 e T 2 é pequena. Até mesmo com interva-
los de tempo maiores que 5 µs (originalmente foi estipulado um tempo
morto – ∆T – dez vezes menor; 0,5 µs), o capacitor foi capaz de ab-
sorver a energia, evitando a sobretensão.
A seqüência ilustra o sentido da corrente, e quais componentes
estão conduzindo, nos diferentes tempos de condução.
• Figura 3.10. Primeira etapa: semiciclo positivo. No semiciclo
positivo, a corrente passa pela carga através do IGBT T1 e do di-
odo D2. O IGBT T4 permanece bloqueado, embora o seu sinal
de comando seja habilitado um pouco antes do semiciclo posi-
tivo terminar. Com a tensão ainda maior que zero, mesmo com
sinal positivo no gate do IGBT T4, este ainda não conduz, pois o
diodo D3 bloqueia a passagem da corrente. Desse modo, o IGBT
38
está pronto a conduzir, mas só passará a conduzir realmente após
o bloqueio do IGBT T1.
Figura 3.10: Início do semiciclo positivo, com indicação da corrente
de descarga do capacitor.
• Figura 3.11. Segunda etapa: início do semiciclo negativo. Pe-
ríodo de tempo em que o IGBT de roda livre conduz. Instantes
antes de a tensão de alimentação chegar a zero, os IGBT T1 e T 2
são bloqueados. Se T2 não estiver bloqueado haverá um curto
circuito na fonte quando esta estiver levemente negativa (com
tensão suficientemente negativa para polarizar D3 e D1). Com o
bloqueio de T 1 e T2, a corrente que circulava na carga passará a
circular pelo IGBT de roda livre T 4, fazendo com que a tensão
na carga seja (idealmente) nula.
• Figura 3.12 Terceira etapa: tempo morto entre as comutações
dos IGBT. Da mesma forma que foi necessário bloquear T 2 e
T1 antes que T4 passasse a conduzir, é necessário bloquear T4
antes de habilitar novamente T1 e T2 para evitar o curto-circuito
na fonte de alimentação. No entanto, durante esse intervalo de
tempo a corrente em L não teria caminho para circular, o que
causaria um bloqueio quase instantâneo na corrente e levaria a
39
Figura 3.11: Início do semiciclo negativo, condução do IGBT de roda
livre.
tensão a níveis muito elevados (V = L · di/dt). Para evitar esse
pico de sobretensão, foi utilizado um circuito composto por um
capacitor (C), dois diodos (Ddesc e Dcarga) e um resistor (Rd)
para absorver essa energia e grampear a tensão (circuito gram-
peador). O valor do capacitor varia de acordo com o intervalo
de tempo entre o bloqueio de T4 e desbloqueio de T2 (tempo
morto). Além disso, a descarga do capacitor deverá ser lenta
(comparada com o intervalo de carga) para diminuir as corren-
tes, além de evitar ciclos de carga e descarga. Desse modo o ca-
pacitor permanecerá sempre carregado (aproximadamente com a
tensão de pico da tensão de alimentação), aumentando sua vida
útil.
• Figura 3.13. Quarta etapa: Início do semiciclo negativo. Após
a comutação habilitando novamente T1, a carga é conectada de
volta à fonte de alimentação e a corrente na carga passa a dimi-
nuir, eventualmente invertendo de sentido. Em algumas simu-
lações, dependendo do valor nominal da corrente da carga e da
relação entre tensão CC e tensão CA, a condução é contínua na
carga e o sentido da corrente não se inverte.
A solução com IGBT se mostrou promissora. Nas simulações
foram obtidas formas de onda em tensão semelhantes a um gradador
40
Figura 3.12: Tempo morto entre as comutações. Carga do capacitor.
Figura 3.13: Semiciclo negativo. Diminuição da corrente e possível
inversão do sentido.
comum com carga resistiva, mesmo utilizando carga indutiva (modelo
do motor), e valores de correntes RMS de até 2 A com angulos de
disparo de 45
o
. Nesse caso, quanto maior o ângulo de disparo, maior
a corrente CC injetada. Realizou-se um ensaio em um compressor
(modelo F
5
) aplicando a forma de onda de tensão obtida através do
circuito com a utilização da fonte 6812B. O resultado é apresentado na
figura 3.14. Verifica-se que as formas de onda da simulação e do ensaio
5
Vide apêndice G.
41
são bastante semelhantes e comprovam o surgimento da componente
CC.
Figura 3.14: Ensaio realizado com compressor F (220 V / 60 Hz) fora
do circuito de refrigeração.
Inversor de freqüência
Outra alternativa é a construção de um inversor de freqüência
monofásico. Para que o inversor injete uma componente CC, basta que
um dos semiciclos tenha o valor médio maior que o outro.
Foi utilizado o circuito da figura 3.15 para simular um inversor
simples. Ao conduzirem, os IGBT T1 e T3 aplicam a tensão do barra-
mento CC sobre a carga com uma certa polaridade, enquanto T2 e T 4
aplicam a mesma tensão, mas com polaridade invertida. De forma se-
melhante ao explanado na seção 3.1.2, há a necessidade de um “tempo
morto”, no qual nenhum dos IGBT conduz. Durante esse período de
tempo, os diodos de roda livre dos IGBT conduzem.
Nessa simulação a carga (motor) foi alimentada com uma tensão
com forma de onda quadrada por motivos de simplicidade do circuito
de disparo dos IGBT. No circuito final o acionamento pode ser reali-
zado por PWM
6
, com uma tensão de saída próxima de uma senoide.
6
Modulação por largura de pulso, do Inglês Pulse Width Modulation.
42
Figura 3.15: Circuito simulado de inversor simples.
Figura 3.16: Formas de onda de tensão e de corrente do circuito simu-
lado.
Nessa simulação, o semiciclo positivo possui maior duração, e
a diferença entre eles é de 30
o
. Isso resultou em uma tensão CC de
aproximadamente 40 V. A corrente no motor obteve valor eficaz de 4,6
A, enquanto a parcela CC foi de 4,0 A.
Fonte CC variável em série com CA
É proposta uma estrutura com o princípio de inserir uma fonte
de tensão de corrente contínua em série com a alimentação principal
43
de corrente alternada. Este circuito consiste em conectar um capaci-
tor em série com o compressor e, paralelamente, carregar o capacitor
com tensão contínua através de um transformador isolador e uma ponte
retificadora, conforme a figura 3.17.
Para variar o valor da tensão CC, é utilizada uma ponte de tiris-
tores, assim, variando-se o ângulo de disparo altera-se o valor médio
da tensão na saída da ponte e, consequentemente, no capacitor.
Figura 3.17: Circuito simulado de fonte CC variável em série com
fonte CA.
O indutor Lc diminui o pico de corrente no capacitor e na ponte
de tiristores, porém o aumento da indutância provoca uma diminuição
da tensão média em C. As figuras 3.18 e 3.19 ilustram, respectiva-
mente, as simulações das formas de onda de corrente e de tensão no
capacitor C, para valores de indutor Lc de 1 mH, 10 mH e 100 mH.
Em todas as simulações o valor da capacitância C foi de 10.000 µF e
o ângulo de disparo de 30
o
.
A tensão no capacitor será a tensão CC aplicada à carga. Dessa
forma, mesmo necessitando de capacitâncias relativamente elevadas
(10.000 µF), o tamanho e o custo desse capacitor não são inviáveis,
pois se pode utilizar capacitores eletrolíticos.
44
Figura 3.18: Corrente no capacitor para diferentes valores de Lc e
mesmo ângulo de disparo (30
o
).
Figura 3.19: Tensão no capacitor para diferentes valores de Lc e
mesmo ângulo de disparo (30
o
).
A figura 3.20 apresenta os resultados de simulação para diferen-
tes ângulos de disparo com o indutor Lc de 10 mH e capacitor C de
10.000 µF. Observa-se que quanto maior o ângulo de disparo, menor a
45
tensão média resultante no capacitor, como esperado.
Figura 3.20: Tensões no capacitor para diferentes ângulos de disparo
α (30
o
,100
o
e 150
o
).
3.1.3 Solução escolhida
Após análise de todas as possibilidades, concluiu-se que a fonte
CC variável em série com CA, além de simples, possui um diferencial
que é a injeção de mais energia no sistema. Essa energia extra é li-
mitada apenas pela potência máxima dos componentes utilizados. As
opções de gradador basicamente “trocam” uma parte da energia alter-
nada, transformando-a em contínua, e como a reatância indutiva possui
um valor maior se comparado à resistência, a corrente eficaz aumenta.
No entanto, esse aumento da corrente eficaz é limitado, pois há um
limite máximo de troca de CA para CC.
Adicionalmente, tanto o aumento da corrente CC quanto a di-
minuição da corrente CA provocam aumento no escorregamento do
46
motor. Nas soluções gradadoras esses efeitos se somam, enquanto que
para a solução escolhida não há diminuição da parcela alternada da
tensão. Na opção com inversor de freqüência também há um limite
máximo de tensão contínua injetável, mas esse limite depende apenas
da tensão máxima de entrada, a qual pode ser facilmente elevada com a
utilização de transformadores. No entanto, devido à sua simplicidade,
a solução escolhida para a construção de um protótipo foi a fonte CC
variável em série com CA.
3.2 Operacionalização da injeção de CC
Dado que é possível diminuir o tempo de transitório utilizando
corrente contínua (seção 2.4.3) e que também existe a possibilidade
de se fazer isso com um equipamento de custo reduzido (seção 3.1.2),
é necessário definir um método para tornar essa solução eficiente e
robusta, permitindo sua implantação com o menor impacto possível ao
resultado do ensaio de desempenho.
É preciso adotar uma estratégia na qual não se ultrapasse a tem-
peratura que seria atingida naturalmente pelo corpo, ou que esse au-
mento seja o menor possível. Como o resfriamento é lento (convec-
ção natural), corre-se o risco de gastar mais tempo resfriando do que
o tempo economizado no aquecimento. Nesta seção é explicada, em
detalhes, a solução proposta para permitir a injeção de CC de modo
sistemático e eficaz.
3.2.1 Limite da temperatura da bobina
O aquecimento do compressor pela injeção de corrente contí-
nua acontece através das perdas por efeito Joule, principalmente nos
enrolamentos do estator. No entanto, o aquecimento excessivo da bo-
bina, acima de 130
o
C, pode provocar a degradação do verniz isolante
dos condutores e causar um curto-circuito no enrolamento, destruindo,
consequentemente, o motor elétrico e inutilizando o compressor (33).
Desse modo, é necessária uma forma de limitar a temperatura da bo-
bina, para que esta não exceda a temperatura máxima permitida.
Como neste trabalho também é injetada corrente contínua com a
finalidade de aquecimento, os valores resultantes de tensão e corrente
47
CC podem ser medidos e utilizados para determinar a resistência do
enrolamento e inferir sobre a temperatura da bobina. Isso permite a
medição em tempo real, já que não é possível desligar o compressor
durante o ensaio de desempenho.
Além de comprometer a integridade do compressor, uma tem-
peratura excessiva dos enrolamentos durante a obtenção dos resultados
do ensaio pode ocasionar uma alteração no consumo. Isso porque o au-
mento da resistência da bobina causa maiores perdas elétricas. Desse
modo, é importante minimizar a sobretemperatura da bobina e anali-
sar se a alteração no consumo do compressor é significativa a ponto de
comprometer os resultados.
Propôs-se, neste trabalho, desenvolver um sistema de medição
de resistência semelhante ao desenvolvido em (4), adaptando-o de acordo
com as correntes utilizadas. Os equipamentos desenvolvidos para me-
dir a tensão e a corrente contínuas serão detalhados no capítulo 4.
3.2.2 Controle de temperatura e filtragem do sinal
Durante os ensaios, percebeu-se que, além de limitar a tempera-
tura da bobina, evitando atingir o limite máximo, a temperatura medida
pode ser utilizada como realimentação para um sistema de controle,
mantendo-a em um valor desejado. Dessa forma o aquecimento acele-
rado do corpo do compressor pode ser realizado utilizando diferentes
temperaturas de bobina como fonte de aquecimento para distintos mo-
delos de compressor.
Para o ajuste do controlador foram realizados ensaios com três
modelos diferentes de compressores, como apresentado na figura 3.21.
Para os ensaios com injeção de CC ilustrados nas figuras 3.21(a),
3.21(b) e 3.21(c) foi utilizada uma tensão contínua de 19,0 V, 18,4 V
e 5,7 V respectivamente. Obteve-se, então, os modelos teóricos de
comportamento da temperatura da bobina, em função da tensão CC
injetada, para cada compressor e, a partir desses, um novo modelo que
expressa o comportamento médio. Esse modelo (P
n
(s)) é apresentado
na forma de função de transferência, conforme a equação 3.1.
P
n
(s) =
1
900s + 1
(3.1)
48
(a) Ensaios com compressor B
(b) Ensaios com compressor D
(c) Ensaios com compressor G
Figura 3.21: Ensaios para determinação dos modelos teóricos de pri-
meira ordem da temperatura da bobina.
49
Onde:
P
n
(s) : função de transferência do modelo médio;
s : variável no domínio da freqüência s = jω;
Essa função de transferência foi utilizada para o ajuste inicial de
um controlador Proporcional – Integral (PI) (48). Não foi utilizado um
controlador PID devido à característica de ruído do sinal, proveniente
das medições de tensão e de corrente.
O controle PI utilizado possui estrutura conforme a equação 3.2.
O aumento no valor de T
i
permitiu uma ação maior da parcela integral
do controlador e menor da parcela proporcional. Desse modo, varia-
ções bruscas na entrada do controlador não provocam variações muito
bruscas na saída.
P
c
(s) =
K(s + 1/T
i
)
s
(3.2)
Onde:
P
c
(s) : função transferência do controlador ;
K : ganho proporcional;
s : variável no domínio da freqüência s = jω;
T
i
: ganho Integral.
Após essa sintonia inicial houve um ajuste fino dos parâmetro K
e T
i
com novos ensaios. Os valores que apresentaram bons resultados
nesses ensaios são: K = 0,5 e T
i
= 0,2. O aumento no valor de T
i
per-
mitiu uma ação maior da parcela integral do controlador. Desse modo,
variações bruscas na entrada do controlador não provocam variações
muito bruscas na saída.
Foi necessário deixar o controle “lento”, pois a tensão de saída
(esforço de controle) altera a tensão CC. Existe um atraso entre a esta-
bilização dos valores de tensão e corrente. Isso se deve à ação do filtro
passa baixas utilizado no sistema de medição de tensão (detalhado na
seção 4.2.1), ao capacitor da fonte e à própria carga, de característica
indutiva. Essa defasagem provoca erros no valor da resistência e, con-
sequentemente, na temperatura, toda vez que se altera a tensão CC.
Como a função do controlador é reagir às variações do valor medido,
50
a tensão de saída sofrerá alterações a cada período de amostragem, no
sentido de diminuir o erro. Para minimizar esse efeito “bola de neve”
foi necessária a utilização de um filtro no sinal de temperatura que re-
alimenta o controlador.
Figura 3.22: Fluxograma da primeira parte do filtro digital.
Foi desenvolvido um filtro digital composto de duas partes. A
primeira parte é um algoritmo digital, ilustrado na figura 3.22. A se-
gunda parte consiste de uma função transferência de primeira ordem
(passa baixas).
O algoritmo do primeiro estágio do filtro pode ser descrito da
seguinte maneira:
• verificar se a diferença, em módulo, entre os valores atual e an-
terior de temperatura é maior que 10
◦
C;
• se for inferior a 10
◦
C, o valor de saída é igual ao valor de en-
trada;
• se for superior a 10
◦
C, o valor atual é armazenado e o valor
anterior é passado como saída;
• se for superior a 10
◦
C três vezes consecutivas é passada a média
dos três ultimos valores armazenados;
51
• todos os valores de saída são limitados entre +20
o
C e +150
o
C.
A função dessa etapa do filtro é eliminar valores muito diferen-
tes dos anteriores. Sabe-se que o comportamento térmico tem natureza
lenta e dificilmente ocorrerão variações muito bruscas de temperatura.
Se a perturbação persistir por muito tempo, normalmente provenientes
de erros inerentes à não estabilidade da tensão contínua, é passada a
média dos três últimos valores medidos, pois esses valores armazena-
dos na memória podem conter ainda parte da tendência do sinal.
Caso a origem da perturbação cesse antes de três períodos de
amostragem, e a temperatura medida for próxima do último valor vá-
lido (com erro em relação ao valor anterior menor que 10
◦
C), essa
temperatura é passada diretamente ao controlador. Além disso, a sa-
turação provocada pelo filtro limita os erros que persistem por até três
vezes consecutivas e evita valores extremos.
A segunda parte do filtro consiste de uma função transferência
de primeira ordem (filtro de primeira ordem) com ganho unitário e
freqüência de corte de aproximadamente 0,02 Hz. Como o sistema de
controle é discreto, o filtro projetado originalmente no domínio s da
freqüência foi passado para o domínio z. Para essa transformação foi
utilizada uma tabela (12, p.106) de transformadas (equações 3.3 e 3.4).
F(s) =
1
10s + 1
→ f c = 0.02 Hz (3.3)
Onde:
f c : freqüência de corte em Hz.
F(z) =
0,22
z − 0,78
→ T
s
= 2,5 s (3.4)
Onde:
T
s
: período de amostragem.
A segunda parte do filtro permite que, mesmo com a existência
de ruídos após três medições consecutivas, o sinal de temperatura in-
formado ao controlador possua uma transição suave (comportamento
de primeira ordem). A freqüência de corte foi determinada através
52
de simulações e verificada experimentalmente. Esse valor de f c faz
com que uma perturbação de 10
o
C, diferença máxima permitida da
primeira parte do filtro, com duração de um período de amostragem
(2,5 s) sofra uma atenuação de aproximadamente 80%.
3.2.3 Corrente máxima injetada e tempo de injeção
Além da possibilidade de superaquecimento da bobina, acima da
temperatura máxima permitida pelo isolante, outro efeito prejudicial
da injeção de corrente contínua é o risco de bloqueio do rotor. Como
a corrente contínua aumenta a carga do motor, essa injeção não deverá
ultrapassar um valor no qual haja a possibilidade de tombamento.
Figura 3.23: Influência da injeção de corrente contínua na freqüência
rotacional para um modelo de compressor.
Demay (49) desenvolveu sistemas capazes de medir a freqüên-
cia rotacional do compressor através de diferentes métodos. Alguns
desses métodos já foram implantados e testados na bancada de ensaio
53
de desempenho de compressores. Eles medem a freqüência rotacional,
indiretamente, através da pulsação da pressão de descarga, e através da
forma de onda da corrente de alimentação do compressor.
É possível utilizar o sinal já existente de freqüência rotacional
para evitar que o nível de corrente contínua injetada provoque uma fre-
nagem exagerada no compressor. De acordo com informações levan-
tadas junto à empresa líder mundial, os motores elétricos presentes nos
compressores podem operar com segurança (sem a possibilidade de
bloqueio do rotor) com um escorregamento de até 10%. Sendo assim,
limitou-se o escorregamento do compressor em 8%, para uma margem
ainda maior de segurança.
A figura 3.23 apresenta o comportamento da freqüência rotacio-
nal em função da variação da tensão CC injetada para um dos ensaios
realizados. Diferentes modelos de compressor, no entanto, apresentam
maior ou menor sensibilidade na variação da rotação.
É proposto, então, injetar uma quantidade variável de corrente
contínua, mantendo constante a temperatura da bobina. A temperatura
é levada ao valor de estabilização o mais rapidamente possível e man-
tida nesse valor até o fim do aquecimento, que é determinado pela pro-
ximidade da temperatura do corpo ao seu valor de estabilização. Para a
realização desse procedimento, é necessário conhecimento prévio dos
valores de estabilização das temperaturas da bobina e do corpo.
Com essa técnica, conseguiu-se redução de até 62% do tempo
de aquecimento em relação aos 120 minutos naturalmente gastos para
atingir a estabilização (figura 3.24). Os ensaios foram realizados uti-
lizando valores errados de temperatura de estabilização do corpo do
compressor de −4
◦
C até +4
◦
C, de forma a simular a incerteza do
valor que será obtido do histórico (uma média dos valores de ensaios
anteriores para o mesmo modelo sob as mesmas condições).
Mesmo com resultados satisfatórios, a análise das curvas de
temperatura indicou que, no início do aquecimento, é possível utili-
zar um valor maior para a temperatura da bobina (respeitando o limite
máximo do isolante) de modo a aumentar a dissipação de energia nessa
etapa.
Dessa forma, o aquecimento foi dividido em dois estágios. No
primeiro estágio a sobretemperatura imposta na bobina é de 15
◦
C, no
54
Figura 3.24: Aquecimento com controle da temperatura da bobina.
Setpoint no valor de estabilização.
segundo estágio a sobretemperatura diminui para 8
◦
C. O segundo es-
tágio permite uma acomodação melhor da curva de temperatura da bo-
bina, diminuindo o sobreaquecimento do corpo. Utilizando esse proce-
dimento, conseguiu-se tempos entre 25 e 40 minutos de aquecimento
do corpo.
Foi realizada uma tentativa de se determinar o valor de esta-
bilização através da extrapolação do transitório inicial pelo ajuste de
uma curva exponencial amortecida. Porém, para que se atinja valores
suficientemente próximos dos valores reais de estabilização (erros de
±5
o
C), é necessário um tempo de transitório inicial acima de 25 mi-
nutos, diminuindo consideravelmente o desempenho do aquecimento.
Como na maioria dos ensaios de desempenho de compressores realiza-
dos, já se possui os valores de estabilização de temperatura de ensaios
anteriores, a estimativa dos valores de estabilização não é obrigatória.
55
3.3 Procedimento proposto
Dados os fenômenos observados durante os ensaios e as condi-
ções de contorno mostradas nos sub-itens 3.2.1 a 3.2.3, o procedimento
proposto consiste da solução encontrada durante os ensaios com o me-
nor tempo de estabilização (da temperatura do corpo) em conjunto com
uma relativa robustez. A robustez do procedimento consiste em con-
siderar os diferentes modelos de compressores ensaiados e ainda a va-
riabilidade das temperaturas de estabilização de um mesmo modelo de
compressor sob as mesmas condições de teste.
Para a realização do procedimento proposto, é necessário obter
quatro informações antes do início do ensaio.
1. A temperatura de estabilização do corpo (T
estab_corpo
) do com-
pressor, obtida do histórico de ensaios anteriores (média dos va-
lores).
2. A temperatura de estabilização da bobina principal (T
estab_bobina
)
do compressor, obitida do histórico de ensaios anteriores (média
dos valores).
3. A resistência da bobina principal (R
f rio
) do compressor, medida
a uma temperatura conhecida (normalmente à temperatura am-
biente).
4. A temperatura na qual foi medida a resistência (T
f rio
).
Através de R
f rio
, T
f rio
e a resistência da bobina principal durante
o ensaio (R
quente
), obtida através do sistema de medição desenvolvido
em 4.2, determina-se a temperatura instantânea da bobina durante o
ensaio (T
bob_quente
). Além de T
bob_quente
, é necessário medir-se tam-
bém durante todo o aquecimento a temperatura instantânea do corpo
(T
corpo
) e a potência aparente fornecida ao compressor. A informação
de escorregamento do compressor, medido através da sua freqüência
rotacional (equação 3.5) é necessária durante todo o primeiro estágio
do aquecimento.
Escorregamento(%) = 100∗
F
s
− F
rot
F
s
(3.5)
Onde:
56
F
s
= freqüência síncrona (frequência da alimentação);
F
rot
= freqüência de rotação do compressor.
Após a partida do compressor, inicia-se o aquecimento forçado
através de injeção de CC, dividido em três etapas, ilustradas no exem-
plo da figura 3.25 e detalhadas nas seções 3.3.1 a 3.3.3
Figura 3.25: Ilustração das três etapas do transitório acelerado de um
compressor com temperatura de estabilização da bobina de 70
o
C e
corpo 51
o
C.
Em resumo, o procedimento adotado consiste em se elevar a
temperatura da bobina a um valor além da temperatura que atingiria
naturalmente, maximizando a dissipação de energia no início. Quando
a temperatura do corpo do compressor atingir um valor próximo da sua
57
temperatura de estabilização, dimiui-se a sobretemperatura da bobina
para trazê-la para mais próxima ao valor de estabilização. Quando o
corpo atingir uma temperatura ainda mais próxima do valor de estabi-
lização, é encerrado o aquecimento.
3.3.1 Etapa 1: Determinação da máxima tensão CC injetada
Na etapa 1, aumenta-se progressivamente a tensão contínua in-
jetada (incrementos de 2 V para compressores com tensão nominal de
220 V e de 1 V para compressores 115 V) enquanto se verificam as
seguintes condições:
• tensão CC maior que 60 V;
• corrente CC maior que 5 A
7
;
• potência aparente maior que 700 VA
8
;
• temperatura da bobina maior que o setpoint (temperatura de es-
tabilização mais a sobretemperatura inicial da bobina);
• temperatura do corpo maior que temperatura de estabilização do
corpo;
• escorregamento do motor maior que 8%.
Quando qualquer uma dessas condições for verdadeira, a tensão
injetada será admitida como a máxima tensão injetável. Essa tensão
será o limite superior da ação de controle da temperatura da bobina.
A empresa fabricante do compressor garantiu que com até 10% de es-
corregamento não há possibilidade de tombamento. O limite foi redu-
zido ainda mais para garantir que incertezas no sistema de medição de
freqüência rotacional, bem como flutuações nas pressões de sucção e
descarga, não causem um tombamento acidental.
A limitação de 60 V de tensão contínua se deve a um limite
experimental. Para todos os ensaios realizados com diversos tipos de
compressores, principalmente os de maior resistência de bobina (onde
a tensão gera uma corrente menor), essa tensão foi suficiente para uma
aceleração de transitório satisfatória. Já as limitações de corrente e
7
Limitado em 5 A por ser o valor máximo suportado pela fonte comercial, embora a fonte
desenvolvida tenha capacidade maior de corrente.
8
Também foi limitada em função da potência máxima da fonte de 750 VA.
58
potência se devem às limitações da própria fonte (comercial ou desen-
volvida).
Essa etapa do aquecimento dura de 2 a 3 minutos. Essa duração
se deve, sobretudo, aos 5 segundos aguardados a cada incremento da
tensão CC. Esse tempo de estabilização (maior do que o utilizado para
a medição de resistência) é necessário para o correto funcionamento
do sistema de medição de freqüência rotacional. Com isso evita-se
grande parte dos falsos positivos, onde o sistema de medição indica
uma freqüência rotacional inferior à real.
3.3.2 Etapa 2: Aquecimento inicial
Conforme comentado no item 3.2.3, no início do ensaio o com-
pressor normalmente está frio. Desse modo, a temperatura da bobina
pode ser elevada a uma temperatura acima da de estabilização. Quanto
maior a temperatura da bobina, maior a transferência de energia para o
resto do compressor, e mais rápido será o aquecimento.
Dos ensaios realizados, bons resultados foram obtidos com uma
sobretemperatura de 15
o
C. Ou seja, nessa etapa de aquecimento ini-
cial, a temperatura da bobina é elevada para (T
estab_bobina
+15)
o
C, per-
manecendo nesse valor até que a temperatura do corpo atinja (T
estab_corpo
-6)
o
C. Essa diferença de -6
o
C também foi obtida através de experi-
mentos, e serve como modo de garantir que não haverá (ou minimizar
os impactos caso aconteça) sobreaquecimento do corpo devido à infor-
mação errada do valor de T
estab_corpo
do histórico.
Quando o corpo atinge (T
estab_corpo
− 6)
o
C, a etapa de aqueci-
mento inicial termina e se inicia a etapa de aquecimento intermediário.
3.3.3 Etapa 3: Aquecimento intermediário
Se a temperatura do corpo atingir um valor muito próximo do
valor de estabilização, a sobretemperatura dos enrolamentos pode pro-
vocar um aquecimento excessivo do corpo, devido à energia térmica
armazenada tanto na bobina quanto no entreferro, que está em contato
direto com os enrolamentos. Esse fenômeno é ilustrado na figura 3.26.
A etapa de aquecimento intermediário foi utilizada com a fina-
lidade de permitir uma transição mais suave da sobretemperatura da
59
Figura 3.26: Ilustração do tempo perdido pelo aquecimento excessivo
do corpo.
bobina para seu valor de estabilização Nessa etapa, a temperatura da
bobina é diminuída de 7
o
C, passando de (T
estab_bobina
+ 15)
o
C para
(T
estab_bobina
+ 8)
o
C enquanto a temperatura do corpo do compressor
estiver entre (T
estab_corpo
− 6)
o
C e (T
estab_corpo
− 3)
o
C. No momento
em que a diferença entre a temperatura atual do corpo, e de estabiliza-
ção for inferior a 3
o
C, finaliza-se a etapa 3, bem como todo o processo
de injeção de CC. A partir desse instante, a tensão de alimentação re-
torna ao valor nominal (somente CA) e as temperaturas do compressor
estabilizam naturalmente.
3.4 Conclusões
Neste capítulo foram apresentadas algumas possibilidades de se
injetar corrente contínua com baixo custo, apontando a que foi consi-
derada como melhor solução: fonte CC variável em série com CA. As
vantagens da arquitetura escolhida são a simplicidade e a robustez.
Além disso, foi proposta uma forma de operacionalizar a inje-
ção de corrente contínua de modo automático e robusto. Isso permite
a diminuição do tempo de ensaio inclusive na versão automatizada da
bancada de ensaios de desempenho, e passível de ser utilizada em di-
versos modelos de compressores. Para a utilização do procedimento
proposto, no entanto, é necessária, também, a medição da temperatura
da bobina com o compressor energizado.
Para realizar o controle de temperatura, e sequenciar as etapas
do transitório acelerado, é necessário também o desenvolvimento de
um software de controle.
Os detalhes do desenvolvimento desses sistemas – fonte, sistema
de medição de resistência e software de controle – necessários para a
injeção de corrente contínua da forma que se propõe, são apresentados
no capítulo 4.
61
4 SISTEMAS DESENVOLVIDOS
Neste capítulo são apresentados os três sistemas desenvolvidos
para possibilitar a aceleração do transitório no ensaio de desempenho
através da injeção de CC.
Inicialmente é apresentada uma solução de baixo custo capaz de
alimentar o compressor com CA e CC: uma fonte de corrente contí-
nua variável capaz de ser conectada em série a uma fonte de corrente
alternada (por exemplo, diretamente à rede de alimentação).
Em seguida é apresentado um sistema que permite estimar a
temperatura do enrolamento principal do compressor, através da medi-
ção de sua resistência elétrica.
Finalmente, faz-se uma breve descrição do software desenvol-
vido para efetuar as medições e atuações necessárias para realizar a
aceleração do transitório (seção 4.3). Projetado de modo a ser facil-
mente integrado ao programa principal da bancada de ensaio de de-
sempenho.
4.1 Desenvolvimento de dispositivo adicionador de CC
A estrutura escolhida para ser desenvolvida como dispositivo
adicionador de CC foi a fonte CC variável com capacitor em série. As
principais vantagem desta estrutura em relação às outras, que motiva-
ram sua escolha, são a simplicidade e a robustez.
Nesta seção são apresentados, em detalhes, os componentes ne-
cessários para a construção da fonte e apontadas suas funções e carac-
terísticas.
62
4.1.1 Caracterização da fonte
A fonte deve ser capaz de fornecer tensão e corrente suficientes
para o aquecimento dos diversos modelos de compressores que são
avaliados nos painéis de ensaios de desempenho.
Para estabelecer as condições de contorno, foi definido que a
situação extrema é devida a um compressor de corrente eficaz em torno
de 6 A.
No entanto, dos compressores instrumentados disponíveis para
testes, o modelo com maior corrente é o G
1
(115 V / 60 Hz), com 1,7
A de corrente nominal. Os ensaios realizados nesse compressor, utili-
zando uma fonte comercial, obtiveram resultados positivos em redução
de tempo de transitório com correntes CC de 5 A.
Dessa forma, propôs-se construir o primeiro protótipo da fonte
com potência suficiente para atender todos os compressores instrumen-
tados disponíveis, e também prevendo uma corrente superior para mo-
delos de potência maior. Com isso, foi estabelecida a corrente CC
máxima de 10 A para o projeto da fonte.
Além da corrente, para determinar qual a tensão máxima for-
necida pela fonte, foi necessário um estudo com os compressores de
maior resistência no enrolamento principal, pois quanto maior a resis-
tência, maior deverá ser a tensão para se obter a mesma corrente. Os
ensaios realizados com os modelos B (220 V / 60 Hz) e D (220 V / 60
Hz) foram bastante satisfatórios com tensões de até 60 V.
Ficou definido, então, que o protótipo desenvolvido deve ser ca-
paz de fornecer tensão CC de 0 V a 60 V, e até 10 A de corrente contí-
nua.
4.1.2 Construção da fonte
A fonte é constituída dos componentes conforme a figura 4.1.
Os componentes são, resumidamente, uma ponte retificadora contro-
lada a tiristor, um circuito de comando para disparo dos tiristores, um
capacitor, um indutor e um transformador.
1
Vide apêndice G.
63
Figura 4.1: Diagrama da fonte CC variável em série com tensão CA.
Tiristores
Tiristores são semicondutores controláveis. São também conhe-
cidos como SCR (do inglês Silicon Controlled Rectifier). Ao contrário
dos diodos, apenas a polarização direta não é suficiente para o tiristor
entrar em condução; é necessário também que circule uma corrente
entre os terminais gate e catodo. Uma vez em condução, os tiristores
somente deixam de conduzir quando a corrente entre anodo e catodo
se anula (44, 47, 50).
Os componentes utilizados no projeto são tiristores modelo SKT16
(figura 4.2) do fabricante Semikron, que suportam tensão reversa de até
400 V e corrente eficaz constante de até 20 A a 45
◦
C (51). É impor-
tante salientar que, na configuração proposta, os tiristores conduzem
aos pares, fazendo com que a corrente eficaz, por semicondutor, seja a
metade daquela fornecida pela fonte. Esses dispositivos foram superdi-
mensionados a fim de se evitar aquecimento excessivo e a necessidade
de convecção forçada para resfriamento.
64
Figura 4.2: Tiristor utilizado na ponte retificadora.
O excesso de temperatura pode provocar não apenas a diminui-
ção na vida útil dos componentes, mas também aumento nos erros do
sistema de medição (apresentado na seção 4.2), que deverá ser acondi-
cionado junto com a fonte, em uma mesma estrutura fechada.
Circuito de disparo dos tiristores
O circuito integrado TCA785 (7) gera os pulsos de disparo para
os tiristores. Um mesmo sinal pode ser utilizado para controlar dois
semicondutores distintos. No entanto, tal configuração só se torna pos-
sível com a utilização de trafos de pulso. Esses dispositivos adicionais
garantem a isolação elétrica entre os circuitos de controle e potência.
A figura 4.3 ilustra o circuito de disparo dos tiristores através de dia-
grama de blocos.
Figura 4.3: Circuito de disparo da fonte de corrente contínua.
65
O ângulo de disparo é controlado através de duas informações
de entrada: sincronismo e referência.
Para o sincronismo é necessária a informação do instante de cru-
zamento por zero da onda de tensão a ser retificada. O manual do
TCA785 apresenta circuitos utilizando um resistor e dois diodos em
anti-paralelo a fim de saturar a tensão, gerando uma onda quase qua-
drada, mas sem isolação galvânica entre o integrado e o circuito de
potência (7).
Com a finalidade de proteger a integridade dos itens de hard-
ware (computador, placa de aquisição, etc.) contra possíveis falhas dos
componentes, é importante haver isolação galvânica entre o circuito de
potência e a placa de aquisição. Para se isolar o sinal de sincronismo
de cruzamento por zero foi utilizado um acoplador óptico.
O outro sinal de entrada é uma tensão de referência. Essa tensão
é comparada a uma onda triangular, tipo dente de serra, gerada interna-
mente no TCA785. Os pulsos de sincronismo de cruzamento por zero
provocam a descarga do capacitor utilizado na geração da onda trian-
gular, fazendo o sinal se anular quase instantenamente e, em seguida,
iniciar uma nova rampa de subida. Quando essa rampa atinge um valor
maior do que a tensão de referência, o pulso de disparo é gerado. Na
figura 4.4 é possível visualizar as formas de onda de funcionamento do
TCA785.
A figura 4.3 ilustra o circuito de disparo dos tiristores através de
diagrama de blocos.
Desse modo, é possível controlar a tensão de saída da fonte uti-
lizando uma saída analógica de uma placa de aquisição. Variando-se
a tensão de saída da placa de aquisição, a tensão de referência para
o TCA785 é alterada, mudando o ângulo de disparo e, consequente-
mente, a tensão gerada pela fonte.
Capacitor
O capacitor serve como acumulador de energia. É ele que trans-
fere a tensão CC gerada pela fonte para o compressor. Embora a fonte
tenha sido projetada para tensões de até 60 V, ao ficar sem carga (sem
corrente do compressor), as tensões aplicadas ao capacitor podem ser
muito próximas de 100 V. Por isso, foi especificado que o capacitor
66
Figura 4.4: Formas de onda para o funcionamento CI TCA785. Adap-
tado de (7).
deverá suportar tensões de pelo menos 120 V.
Como a capacitância necessária para a diminuição do ripple é
alta (10.000 µF), foi necessária a utilização de um capacitor eletro-
lítico, o qual não permite a aplicação de tensões negativas em seus
terminais. Desse modo, um diodo foi utilizado em paralelo com o ca-
pacitor para evitar a polarização inversa, protegendo-o (52).
Indutor
A presença de um indutor se fez necessária para diminuir os
picos de corrente de carga do capacitor no instante de disparo dos ti-
ristores. Esses picos de corrente aumentam a corrente eficaz e, con-
sequentemente, a dissipação de energia, diminuindo a vida útil dos
componentes (transformador, capacitor e tiristores). Além disso, a di-
minuição dos picos de corrente também minimizam a interferência ele-
tromagnética gerada pela fonte sobre os demais equipamentos. O valor
do indutor atual, 10 mH, foi determinado através de simulação. Para
tanto, utilizou-se o circuito ilustrado na figura 4.5.
Quanto maior o valor da indutância, melhor o comportamento
67
Figura 4.5: Circuito utilizado para simular o efeito do indutor na tensão
e corrente geradas pela fonte.
da corrente com menores picos, no entanto, haverá uma menor tensão
média sobre o capacitor para um mesmo ângulo de disparo.
Na figura 4.6 são apresentadas as formas de onda de tensão e
corrente resultantes da simulação utilizando um indutor de 10 µH. Os
valores medidos foram:
• corrente eficaz de saída da ponte retificadora I1 = 55,5 A;
• corrente eficaz no capacitor Ic = 52,7 A;
• corrente eficaz no resistor(carga) Ir = 18,2 A;
• tensão média no capacitor Vc = 36,1 V.
Para estabelecer a comparação, na figura 4.7 estão ilustrados os
resultados da simulação utilizando o indutor com valor de 10 mH (va-
lor realmente utilizado no protótipo construído). Embora se tenha ne-
cessitado de um ângulo muito menor em relação ao outro valor de in-
dutor, a corrente sobre o capacitor diminuiu drasticamente. O ripple
da tensão sobre o capacitor também foi reduzido. Os valores medidos
com o novo valor de indutor foram:
• corrente eficaz de saída da ponte retificadora I1 = 18,7 A;
• corrente eficaz no capacitor Ic = 3,8 A;
• corrente eficaz no resistor(carga) Ir = 18,3 A;
• tensão média no capacitor Vc = 36,7 V.
68
Figura 4.6: Formas de onda de corrente e tensão resultantes da simu-
lação com ângulos de disparo de 120
o
e 300
o
, e indutor com 10 µH.
Figura 4.7: Formas de onda de corrente e tensão resultantes da simu-
lação com ângulos de disparo de 30
o
e 210
o
e indutor com 10 mH.
Transformador
Um transformador isolador é necessário para isolar eletricamente
a fonte CC da rede elétrica, já que as duas serão conectadas em série.
69
Além disso é utilizado também para diminuir o valor eficaz da tensão.
Seria possível trabalhar com a amplitude de tensão da rede di-
retamente, apenas isolando a tensão de saída, pois o circuito de ponte
dos tiristores reduz o valor eficaz da tensão. No entanto, isso aumenta-
ria a não linearidade da tensão de saída em função do sinal de controle
(tensão de referência). Além disso, por questões de segurança, seria
necessário um capacitor capaz de suportar tensões mais elevadas, pois
com o ângulo de disparo mínimo e sem carga, ou com uma carga pe-
quena, a tensão imposta sobre o capacitor seria igual à tensão de pico
da rede, 311 V.
O transformador especificado possui tensão de 70 V no secun-
dário e potência aparente de 700 VA. O indutor presente no circuito da
fonte, apesar de ser útil para diminuir a corrente eficaz diminuindo os
picos de corrente é também uma impedância no circuito. Desse modo
apesar de a fonte ter sido originalmente especificada para tensões CC
de até 60 V, a saída do transformador teve que ser um pouco maior
para superar a queda de tensão provocada pela impedância do indu-
tor. Como a fonte não é ideal, quanto maior a carga, menor é a tensão
fornecida pela fonte para o mesmo ângulo de disparo.
4.1.3 Validação da fonte
Após a montagem da fonte, ensaios foram realizados para veri-
ficar o seu correto funcionamento. O circuito foi montado conforme
apresentado na figura 4.8. Esses ensaios foram realizados inicialmente
inserindo apenas tensão CC e em seguida tensão CC somada à tensão
CA da rede elétrica. A tensão foi medida nos terminais do capacitor, e
a corrente medida no ponto indicado na figura 4.8.
Os valores de tensão foram medidos utilizando um osciloscó-
pio Agilent 54621A (53). A medição de corrente foi realizada com o
mesmo osciloscópio através de uma sonda de corrente Agilent 1146A
(54). Esse conjunto apresenta incerteza relativamente elevada. De
acordo com o manual do fabricante, a incerteza somente da sonda de
corrente para a faixa de 100 mV/A é de ±(3% do valor lido + 50 mA),
considerando o sinal sem componente contínua (54). Como exisse a
componente contínua no sinal, a incerteza de medição é ainda maior,
mas não é indicada. No entanto, as indicações de corrente servem ape-
70
nas como referência para validação da potência da fonte desenvolvida.
Figura 4.8: Circuito de testes para fonte CC.
A contatora K2 permite aplicar a tensão da rede ao compressor
quando alterada para a posição normalmente aberto (NA).
A contatora K3 conecta a fonte CC ao compressor. Caso K2
também esteja habilitada (no contato NA), as duas fontes serão conec-
tadas em série. Se K2 estiver no contato normalmente fechado (NF) e
K3 no contato normalmente aberto, apenas a fonte CC estará alimen-
tando o compressor.
A ligação do neutro da rede (com auxílio de K3) ao compressor
não se deu através do protetor térmico, mas diretamente ao contato co-
mum do compressor. Isso é necssário para que se possa aplicar uma
corrente elevada no compressor sem a atuação do dispositivo de pro-
teção, que interrompe o circuito em casos de sobrecorrente. Com a
ausência do protetor térmico no circuito, a temperatura da bobina prin-
cipal do compressor foi monitorada durante os testes. Em nenhum
momento ultrapassou 60
◦
C.
A figura 4.9 ilustra a utilização da fonte para injetar 7 V em
um compressor (modelo G
2
com resistência de bobina de 3,8 ohms a
25
o
C), o que resultou em uma corrente eficaz de aproximadamente
1,5 A. Em seguida, a tensão foi aumentada para aproximadamente
2
Vide apêndice G.
71
25 V, originando uma corrente eficaz de 5,8 A, como mostra a figura
4.10. Em ambas as figuras é possível visualizar o ripple da fonte. Tal
ondulação poderia provocar erros nas leituras de tensão, contaminando
a estimativa da temperatura da bobina. No entanto, a atuação do filtro
minimiza a influência do ripple nas medições.
Figura 4.9: 7 V de tensão CC aplicado ao compressor G. Corrente
eficaz de 1,5 A.
Os testes anteriores demonstram a capacidade de corrente e ten-
são que a fonte desenvolvida pode fornecer. No entanto, foi analisado
somente a capacidade de injeção de corrente contínua. Foi preciso
ainda analisar o comportamento da fonte em série com uma fonte de
tensão alternada.
A figura 4.11(a) mostra a tensão no capacitor quando um com-
pressor (modelo F
3
é ligado com tensão alternada (220 V, 60 Hz), e
a fonte em série (contatoras K2 e K3 na posição NA), mas sem dis-
paro dos tiristores. Foi possível verificar uma tensão média de 470
mV, devido à presença do diodo em paralelo ao capacitor. A corrente
alternada eficaz nesse ensaio foi de 420 mA.
A figura 4.11(b) ilustra o mesmo compressor F alimentado com
220 V, mas agora com o capacitor sendo carregado pela fonte com
3
Vide apêndice G.
72
Figura 4.10: 25 V de tensão CC aplicado ao compressor G. Corrente
eficaz de 5,8 A.
uma tensão média de 45,7 V. O valor médio da corrente medida foi de
aproximadamente 9 A.
4.2 Sistema de medição de resistência elétrica
Como discutido na seção 3.2.1, existe a necessidade de se co-
nhecer a temperatura da bobina do compressor, tanto com a finalidade
de evitar que ela ultrapasse o valor limite do isolamento do cobre,
quanto para se obter um melhor desempenho do aquecimento acele-
rado, mantendo-a próxima de valores definidos.
Em (4) são descritos diversos métodos para se determinar a tem-
peratura dos enrolamentos do estator, apontando como mais adequada
a sua estimativa através da resistência de enrolamento. Essa resistên-
cia pode ser determinada através da medição da tensão e da corrente
contínuas injetadas no enrolamento.
Embora (4, 55, 56) tenham utilizado tensões e correntes contí-
nuas de baixa intensidade, pois os objetivos eram medir temperatura
com a menor retroação possível, tal efeito é necessário para o aqueci-
mento do compressor.
Para determinar qual a tensão mínima necessária para se medir
73
(a) Sem tensão CC.
(b) Com 47,5 V de tensão CC.
Figura 4.11: Tensão no capacitor em série com 220 V da rede elétrica.
74
a temperatura, partiu-se da incerteza máxima admissível pelo projeto:
10
◦
C. A temperatura é calculada de acordo com a equação 4.5 em fun-
ção das seguintes variáveis:
∆R = ∆T · α · R
0
(4.1)
R =
V
CC
I
CC
(4.2)
(
V
cc
I
cc
− R
0
) = ∆R (4.3)
(R − R
0
) = (T
out
− T
0
) · α · R
0
(4.4)
T
out
=
(Vcc/Icc) − R
0
α · R
0
+ T
0
(4.5)
T
0
: temperatura conhecida;
R
0
: resistência inicial do enrolamento principal, medida em T
0
;
α : coeficiente de temperatura do cobre;
V
cc
: tensão contínua medida com o compressor em movimento;
I
cc
: corrente contínua medida com o compressor em movimento;
R : resistência do enrolamento principal do compressor em movi-
mento;
T
out
: temperatura inferida dos enrolamentos do compressor em movi-
mento.
Segundo (57), por derivadas parciais da função de medição (equa-
ção 4.5), pode-se determinar o coeficiente de sensibilidade de cada va-
riável. Para simplificar, foi substituída a equação 4.3 na 4.5, obtendo-se
4.6:
T
out
=
∆R
α · R
0
+ T
0
(4.6)
Então, a incerteza de T
out
relativa a ∆R (u
(Tout,∆R)
) é dada pela
derivada parcial em ∆R, e como a incerteza de T
0
é inferior a 1
o
C, me-
dida diretamente através de instrumentos calibrados, pode-se afirmar
75
que a maior parte da incerteza de T
out
é função do erro da medição de
∆R, tal como na equação 4.7:
u
(Tout,∆R)
=
1
R
0
· α
· u
(∆R)
(4.7)
Pelo coeficiente de sensibilidade da equação 4.7, conclui-se que
quanto maior ∆R, menor a incerteza de T
out
. Para as mesmas variações
de temperatura, compressores com menor resistência inicial também
terão menor ∆R, e consequentemente maior coeficiente de sensibili-
dade.
A incerteza de ∆R é função de I
cc
, V
cc
e R
0
dada pela equação
4.8.
u
(∆R)
=
(
1
Icc
· u
(V cc)
)
2
+ (
Vcc
Icc
2
· u
(Icc)
)
2
+ (1· u
(R
0
)
)
2
(4.8)
A parcela (1 · u
(R
0
)
)
2
foi considerada desprezível, pois R
0
foi
medido diretamente utilizando-se um ohmímetro de seis e meio dígitos
a quatro fios. Sua incerteza é de no máximo
4
9 mΩ (58) (considerando
uma resistência de enrolamento
5
de 50 Ω), simplificando a equação 4.8
para a equação 4.9 .
u
(∆R)
≈
(
1
Icc
· u
(V cc)
)
2
+ (
Vcc
Icc
2
· u
(Icc)
)
2
(4.9)
Dessa forma, pode-se observar pelo termo (
1
Icc
· u
(V cc)
)
2
que a
incerteza aumenta a medida que Icc diminui. Em outras palavras, mai-
ores incertezas de temperatura ocorrerão em ensaios com correntes me-
nores.
Foi atribuída a tensão mínima de 4 V para manter um mínimo
de corrente que se possa medir a resistência com incerteza suficiente.
Essa tensão foi obtida partindo-se dos valores de incerteza para I
cc
e
V
cc
obtidas da calibração (apêndice B):
4
Considerando valores para até 1 ano após calibração (23 ±5)
o
C.
5
Das informações de catálogo, as maiores resistências de enrolamento de compressores estão
na faixa de 60 Ω.
76
• incerteza de tensão: ± 10 mV;
• incerteza de corrente (faixa de até 5 A): ± 0,5 mA;
• incerteza de tensão (faixa de até 18 A): ± 5 mA.
Figura 4.12: Incerteza de T
out
em função de delta R com a injeção de
4 V de corrente contínua.
A incerteza na medição de temperatura em função da resistência
da bobina do compressor com a injeção de 4 V de corrente contínua é
mostrado na figura 4.12. Para resistências de até 15 Ω foi utilizada a
incerteza da faixa de 0 até 18 A (correntes mais elevadas) e acima de
15 Ω, a incerteza da faixa de 0 até 5 A.
Assim, para uma melhor análise, o sistema de medição de resis-
tência pode ser dividido em duas partes: medição de tensão e medição
de corrente. Os dois sistemas foram calibrados (apêndice B) a fim de
se reduzir as parcelas de incerteza devidas aos erros sistemáticos, e são
detalhados nas seções 4.2.1 e 4.2.2.
4.2.1 Medição de tensão
O sistema de medição de tensão desenvolvido é composto, con-
forme mostrado na figura 4.13, pela seguinte cadeia:
77
• filtro passivo de segunda ordem (R1, C1, R2, C2);
• divisor resistivo (Rd1, Rd2);
• amplificador de instrumentação (INA);
• amplificador de isolação (ISO);
• filtro passivo de saída (R3, C3);
• conversor analógico/digital (ADC).
Figura 4.13: Cadeia do sistema de medição de tensão CC.
O filtro passa baixas de segunda ordem, reduz o nível de sinal
CA. O sinal é então aplicado a um divisor resistivo. A saída do di-
visor passa por um amplificador operacional de instrumentação para
casamento de impedância. Em seguida o sinal passa por um amplifi-
cador de isolação, para garantir a segurança do conversor A/D (placa
de aquisição). Por fim, outro filtro é usado para eliminar possíveis ruí-
dos em alta freqüência, injetados pelos amplificadores ou provenientes
de interferência externa. O sinal de tensão é, então, lido através do
conversor analógico/digital.
Esse sinal é amostrado com uma freqüência de aquisição de
50 kHz durante 1 s e, então, calculado seu valor médio. Pacheco (4)
mostrou que os erros do valor médio de uma onda senoidal, devido à
aquisição de intervalos não múltiplos inteiros da sua freqüência, pode
ser inferior a 54 nV. Para se obter esse valor foram utilizados 3 s de
amostragem (180 ciclos para 60 Hz) e uma senoide de 2 V de ampli-
tude. Considerando-se uma senoide de 10 V de amplitude (em fun-
ção da atenuação provocada pelo filtro passa baixas utilizado neste tra-
balho) e reduzindo o tempo de amostragem para 1 s (60 ciclos para
78
60 Hz), esse erro é aumentado em aproximadamente 15 vezes (apên-
dice B.4), permanecendo inferior a 1 mV (0,0005 % da faixa de medi-
ção de ±100 V) e considerado desprezível.
Os componentes da cadeia de medição são detalhados nas se-
ções 4.2.1.a até 4.2.1.e.
4.2.1.a Filtro RC entrada
Como o sinal de tensão de interesse pode ser, em alguns casos,
da ordem de unidades de volts, o filtro de segunda ordem na entrada
do sinal foi utilizado para melhorar a relação sinal/ruído. Isso se fez
necessário pois se deseja medir a tensão contínua aplicada ao compres-
sor, que possui também uma parcela de tensão alternada, a qual pode
ter valor eficaz de até 220 V.
Embora o filtro auxilie na medição, é necessário que ele não in-
terfira no sinal medido. Durante o tempo de acomodação do sinal, o
erro de medição no valor da resistência é elevado e, consequentemente,
perde-se a informação da temperatura da bobina. Ao se utilizar tem-
pos de laço de controle elevados, corre-se o risco de atingir valores de
temperatura além dos permitidos, devido à demora na atuação. Isso
poderia causar danos irreversíveis ao isolamento dos condutores.
Testes utilizando o sistema desenvolvido em (4), que utiliza apro-
ximadamente 10 s para a medição de resistência, em uma bancada di-
nâmica indicaram que esse tempo de medição não foi adequado. A
variação das pressões presentes nessa bancada provocam alterações na
intensidade da corrente durante o tempo de medição, causando erros
no valor medido. Dessa maneira, objetivou-se atingir 1/5 desse tempo.
Para isso, é necessário que o tempo de acomodação do filtro (99,9%)
seja inferior a 1 s.
Para a determinação dos parâmetros do filtro partiu-se de uma
freqüência de corte semelhante à utilizada em (4) de 15 Hz. A fim
de verificar seu funcionamento, o circuito ilustrado na figura 4.14 foi
simulado utilizando-se o software simulador PSIM.
A freqüência de corte do primeiro circuito RC foi definida em
16 Hz, com 5 kΩ para R
1
e 2 µF para C
1
(equação 4.10).
79
Figura 4.14: Circuito simulado.
Fc
1
=
1
2 · π · R
1
· C
1
≈ 16 Hz (4.10)
A segunda parte do circuito apresenta freqüência de corte de
8 Hz, com R
2
no valor de 2 kΩ e C
1
com 10 µF (equação 4.11).
Fc
2
=
1
2 · π · R
2
· C
2
≈ 8 Hz (4.11)
Essa composição de filtro faz com que uma onda senoidal com
311 V de amplitude tenha menos de 10 V de amplitude na saída do
filtro, conforme apresentado na figura 4.15.
Outro ponto importante no projeto do filtro é o erro provocado
pelo casamento de impedâncias. Como será mostrado em 4.2.1, a re-
sistência de entrada do divisor é de 1 MΩ, enquanto a resistência de
saída do filtro é de 5 kΩ em série com 2 kΩ.
Na figura 4.16 é possível perceber que o erro em regime foi de
0,8%, aproximadamente 4 mV para um degrau de 500 mV de ampli-
tude. Ainda que seja aceitável, esse erro de ganho é compensado com
a calibração do sistema de medição. Os únicos erros que não serão
compensados são aqueles provenientes das variações dos valores de
resistência do filtro e do divisor resistivo em função da temperatura
(deriva térmica) e em função do tempo (deriva temporal).
O tempo de resposta (99,9%) desejado para o filtro não deve ser
80
Figura 4.15: Atenuação de uma onda senoidal pelo filtro RC de se-
gunda ordem. Em (b), uma aproximação do sinal atenuado.
maior do que 1,0 segundo. Pode-se visualizar, ainda na figura 4.16,
que após 0,6 segundo, o erro do sinal é inferior a 0,5 mV, equivalente
a 0,1% do valor de estabilização.
A potência necessária para os resistores do filtro também foi ob-
tida através de simulação, medindo-se a corrente através de R
1
e R
2
. A
figura 4.17b apresenta as formas de onda da corrente nos resistores. A
onda de maior amplitude corresponde à corrente no resistor R
1
, com
valor eficaz de aproximadamente 40 mA. A potência pode ser determi-
nada através da equação 4.12, resultando em uma potência de 8 W para
o resistor R
1
. Fazendo o mesmo para o resistor R
2
, cuja corrente eficaz
foi de 20 mA, sua potência calculada foi de 0,8 W. Foram adotados, no
entanto, os valores comerciais de 10 W para R
1
e 2 W para R
2
.
P = i
2
· R (4.12)
Uma análise semelhante deve ser feita em relação à tensão má-
xima aplicada sobre os capacitores. Na figura 4.17b, o gráfico apre-
senta as tensões às quais são submetidos os capacitores. Novamente a
forma de onda com maior amplitude se refere ao primeiro estágio do
filtro de segunda ordem, ou seja, a tensão sobre C
1
. O pico da tensão
81
Figura 4.16: Resposta ao degrau do filtro RC. Em (b), uma aproxima-
ção para visualização do erro em regime.
é de aproximadamente 60 V, que somados ao maior nível CC injetado
(70 V) resultam em uma tensão máxima total de 130 V em C
1
. Por
questões de segurança, evitando-se exceder a tensão máxima, é reco-
mendada a utilização de capacitores que suportem pelo menos 150 V.
Com a utilização de apenas um capacitor, a sua falha (abertura)
aplicará toda a tensão da rede sobre o sistema de medição. Com a
utilização de capacitores em paralelo é necessário que todos falhem
para que isso ocorra. Dessa forma, foram utilizados dois capacitores
de 1 µF em paralelo com tensão nominal de 250 V.
Para C
2
, a tensão CA máxima é de menos de 10 V. De modo
semelhante, somando-se os 70 V máximos do sinal CC injetado, a ten-
são sobre C
2
pode atingir até 80 V. Foram utilizados, também, dois
capacitores de 5 µF em paralelo.
4.2.1.b Divisor Resistivo
Mesmo que fosse possível reduzir a amplitude da tensão alter-
nada a praticamente zero, ainda assim a tensão contínua injetada no
compressor possui um valor muito alto para ser medida diretamente
pela placa de aquisição e, por isso, necessita ser reduzida.
82
Figura 4.17: Tensões sobre os capacitores (a) e corrente nos resistores
(b) do filtro.
A máxima tensão CC injetada será de 70 V. Considerando ainda
que a parcela de tensão alternada pode registrar picos de até 10 V, a
máxima tensão na saída do filtro será 80 V, bastante superior ao limite
de tensão de entrada de ±10 V da placa de aquisição utilizada (59).
Para reduzir a tensão de entrada da placa, optou-se por utilizar um
divisor resistivo com atenuação 10:1. Essa proporção foi escolhida
pelo fato de existirem diversos divisores comerciais com esse valor.
O modelo utilizado no protótipo foi o caddock 1776–C6815 (8).
Ele possui uma resistência total de 10 MΩ e saídas com relações 1:10,
1:100, 1:1.000 e 1:10.000 (figura 4.18).
Quanto maior a resistência total do divisor, menor o erro por ca-
samento de impedância entre ele e o filtro RC. No entanto, observou-se
muita interferência com a aplicação de toda a faixa, e resultados muito
melhores foram obtidos com a utilização de 1 MΩ como resistência de
entrada.
Uma observação importante, é que a utilização do divisor en-
trando com o sinal em V
in
causou o aparecimento de muita interferên-
cia. A utilização de apenas 1 MΩ como resistência total eliminou essa
interferência e não houve erro significativo por casamento de impedân-
83
Figura 4.18: Divisor resistivo utilizado na medição de tensão (8).
cia, como já foi apresentado em 4.2.1. Quanto maior a resistência total
de entrada, no entanto, menor o erro por casamento de impedância en-
tre o filtro RC e o divisor resistivo.
Foi utilizada, então, a relação de 1:10, aplicando-se o sinal em
Vout
1
ao invés de V
IN
e medindo-o em Vout
2
.
4.2.1.c Amplificador de instrumentação
Um amplificador de instrumentação com ganho unitário foi uti-
lizado para realizar o casamento de impedância com sinal de saída do
divisor resistivo, pois a impedância de entrada do amplificador de iso-
lação utilizado é de 16 MΩ. Considerando-se que a impedância de
saída do divisor é o paralelo das resistências: 900 kΩ e 100 kΩ, apro-
ximadamente 90 kΩ. Essa relação provocaria um erro superior a 0,5%
no valor lido.
Novamente, sabe-se que o erro de casamento de impedância
pode ser compensado com a calibração, mas não a sua variação. Diminuindo-
se esse erro de ganho diminui-se também o erro devido a sua variação.
O amplificador utilizado foi um INA 101 (60), que, de acordo
com o manual, possui impedância de entrada de 10
10
Ω. Com essa
relação de resistências entre amplificador e divisor, o erro é inferior a
0,001%.
84
4.2.1.d Amplificador de Isolação
A fim de se garantir a integridade da placa de aquisição de dados,
um amplificador de isolação foi utilizado para isolar galvanicamente o
conversor A/D da parte de potência, ligada diretamente à rede elétrica.
O amplificador escolhido para esse fim foi o AD–215 BY da
Analog Devices (9). Esse isolador foi utilizado na configuração de
ganho unitário. Uma vantagem desse componente é possuir interna-
mente um conversor isolado de tensão (figura 4.19), capaz de fornecer
alimentação simétrica para a parte isolada do circuito, eliminando a
necessidade de outra fonte de alimentação simétrica isolada.
Figura 4.19: Diagrama de blocos do amplificador de isolação AD-215
(9).
Como desvantagem, esse amplificador possui um erro de ganho
de até ±2%, considerado alto se comparado a outros amplificadores
de isolação, como o ISO124, que possui erros de ganho de no máximo
±0,5% (61). No entanto, esse erro é reduzido ao se realizar a calibra-
ção do sistema de medição, como está destacado no apêndice B.
4.2.1.e Filtro de saída
O filtro de saída é a última parte da cadeia de medição antes da
placa de aquisição e foi utilizado como medida preventiva. Enquanto
o filtro de entrada foi projetado para atenuar as freqüências nas fai-
xas de 50 Hz e 60 Hz, o de saída foi inserido para eliminar as altas
85
freqüências. Estas são provenientes de interferêcias externas e dos am-
plificadores, principalmente o de isolação, pois ele possui uma “fonte
chaveada” interna (9). Como a impedância de entrada da placa de aqui-
sição (59) é de 10
12
Ω, a resistência do filtro (1 kΩ) provocaria erros
de casamento de impedância desprezíveis, da ordem de 10
−7
%.
Tabela 4.1: Características do filtro de saída.
Freq. Corte 1500 Hz
R 1 kΩ
C 100 nF
4.2.1.f Variação devida a uma grandeza de influência
De acordo com o VIM
6
(62), quando a alteração do sinal de
saída de um sistema de medição é causada por outra grandeza, denomina-
se esse efeito de “variação devida a uma grandeza de influência”.
Percebe-se a influência da temperatura sobre toda a cadeia de
medição devido ao aquecimento após sua energização. Essa estabiliza-
ção devida à variação da temperatura no tempo é apresentada na figura
4.20. Pode-se concluir que o transitório inicial termina em aproxima-
damente 45 minutos a partir do instante em que o circuito de medição
foi energizado. A partir desse ponto, a variação devida à temperatura é
inferior a 0,1%, sendo inferior ao erro aleatório.
4.2.2 Medição de corrente
A medição da corrente é relativamente mais simples se compa-
rada à medição de tensão. Isso devido à utilização de um transdutor do
fabricante LEM modelo LA–25. Esse transdutor opera por princípio
de efeito Hall em malha fechada, medindo desde corrente contínua até
centenas de kHz (10). A faixa de medição desse transdutor pode ser
configurada para valores predefinidos. De acordo com a conexão elé-
trica, faz-se a mesma corrente de entrada circular de 1 até 5 vezes no
primário, alterando a sensibilidade do transdutor e, consequentemente,
sua faixa de medição.
6
Vocabulário Internacional de Metrologia.
86
Figura 4.20: Variação da tensão devida a uma grandeza de influência:
temperatura.
O sinal de saída do transdutor também é em corrente, o que
diminui a incerteza pois não há perda de sinal pela resistência de cabos
e trilhas. No entanto, a placa de aquisição utilizada não possui entrada
de sinal em corrente, sendo necessário um resistor para converter o
sinal em tensão.
A cadeia de medição para o sinal de corrente é apresentada na
figura 4.21. Assim como na medição de tensão, utilizou-se um filtro,
com freqüência de corte de 1.500 Hz para melhorar a imunidade a
ruídos e interferências em altas freqüências.
Como a relação sinal/ruído é mais adequada, não se fez neces-
sária a utilização de um filtro para diminuir a influência da freqüência
fundamental sobre o valor médio (50 Hz ou 60 Hz). Tal valor é ob-
tido de forma idêntica ao apresentado na seção 4.2.1, com 1 segundo
de tempo de amostragem. A mesma consideração foi feita em rela-
ção ao erro devido à aquisição de intervalos não múltiplos inteiros da
freqüência fundamental.
O resistor utilizado para converter corrente para tensão poderia
ser uma fonte de erro considerável, por isso foram utilizados resisto-
res de precisão de 6 faixas (63). As características mais importantes,
87
nesse caso, são a baixa deriva térmica e baixa deriva temporal. Isso
porque será feita a calibração para determinar a sensibilidade de todo
o sistema. Assim, mesmo que o resistor tenha um valor diferente do
nominal, essa diferença será compensada após a calibração. O mais
importante é que esse valor, seja qual for, se mantenha o mais cons-
tante possível com o tempo, e sob variações de temperatura. E por es-
sas características, mais do que pela tolerância do valor nominal, esse
modelo de resistor foi escolhido.
É importante adequar a faixa de medição de um sistema ao men-
surando. Em algumas situações é vantajoso utilizar diferentes sistemas
(ou um sistema capaz de variar sua faixa de medição) no lugar de um
único sistema com uma ampla faixa de medição (64). Desse modo,
objetivando-se diminuir as incertezas, foram utilizadas duas configu-
rações do transdutor de corrente. Uma configuração para medir cor-
rentes de até (-5 a +5) A e outra para a faixa de (-18 a +18) A, ambas
as configurações detalhadas em 4.2.2.a e 4.2.2.b.
Seria possível utilizar apenas um transdutor e, através de relés,
mudar a faixa de operação alterando a configuração dos contatos elétri-
cos. No entanto, a montagem de dois transdutores facilita a construção
do sistema de medição, diminuindo a complexidade da placa e o nú-
mero de componentes.
A estrutura utilizada para alterar a faixa de medição é a apre-
sentada na figura 4.22. Dois relés foram utilizados para desconectar o
transdutor com menor capacidade de corrente. Embora apenas um si-
nal de controle seja capaz de comutar os dois relés, foram empregados
Figura 4.21: Cadeia de medição da corrente.
88
dois sinais distintos, permitindo que o relé que não estava habilitado a
conduzir possa fornecer um caminho para a corrente antes que o relé
que já estava conduzindo interrompa a passagem da corrente. Ou seja,
entre os estados indicados pelas figuras 4.22.a e 4.22.b, existe um es-
tado intermediário onde os dois relés estão na posição NA, permitindo
a passagem de corrente.
Comutando os relés dessa forma, não há a produção de arcos
voltaicos nos seus terminais mesmo com carga indutiva, pois em ne-
nhum momento a corrente é interrompida. Com isso pode-se operar os
relés com mais robustez, aumentando sua vida útil, sem a necessidade
de componentes capazes de suportar correntes elevadas com cargas in-
dutivas (como contatoras externas) para tal fim.
Figura 4.22: Diagrama esquemático da retirada do transdutor de cor-
rente com escala baixa. Em (a) Relé Paralelo conduzindo, em (b) Rélé
Série conduzindo.
89
4.2.2.a Faixa de 5 A
De acordo com o fabricante do transdutor de corrente, seu erro
combinado (chamado de accuracy
7
no manual) a 25
◦
C é de 0,5%
(10). Como o manual não informa se esse erro é sobre o valor lido,
considerou-se 0,5% do valor final da faixa de medição: 25 mA. Se
fosse considerado apenas esse erro combinado, isso proporcionaria
uma incerteza de 10 Ω no valor da resistência causando um erro de
até 64
◦
C em temperatura
8
. O erro de linearidade apresentado é de
no máximo 0,2%, também considerado do valor final da faixa de me-
dição. Esse erro não pode ser compensado pela calibração, mas seu
valor pode ser determinado e vir a ser menor do que o especificado.
Figura 4.23: Características do transdutor para a faixa de 5 A (10).
4.2.2.b Faixa de 18 A
A faixa de medição para a escala de maior corrente foi definida
em 12 A nominais, muito embora o transdutor suporte uma corrente
máxima de até 18 A. Essa corrente foi determinada também em função
do pior caso de corrente citada na seção 4.1. É necessário medir os 10
A de corrente contínua fornecidos pela fonte CC somados aos 6 A de
corrente alternada eficaz.
7
É bastante comum manuais de transdutores em inglês apresentarem o erro combinado como
accuracy
8
Considerando um compressor com resistência de 40 Ω de enrolamento alimentado com 4 V
CC
90
Figura 4.24: Características do transdutor para a faixa de 18 A (10).
4.2.2.c Variação devida a uma grandeza de influência
A variação devida à temperatura da cadeia de medição de cor-
rente, para as duas faixas, é apresentada na figura 4.25. Como os dois
transdutores apresentaram comportamento semelhante, apenas a vari-
ação para a faixa (0 a 5) A foi mostrada no gráfico. Novamente foi
avaliado o efeito do aquecimento da cadeia de medição devido à ali-
mentação do circuito. Considera-se que após uma hora após energi-
zado o circuito, o sistema permanece estável, com erros inferiores a
0,1%.
Figura 4.25: Variação da corrente devida a uma grandeza de influência:
temperatura.
91
4.3 Software de controle
Todo o programa de controle da bancada de ensaios de desem-
penho já está desenvolvido em LabVIEW. Por esse motivo, o software
de aceleração do transitório por corrente contínua foi planejado e de-
senvolvido também nesse ambiente. Isso permitiu ser integrado com
facilidade ao software original.
Essa ferramenta de desenvolvimento tem como principais carac-
terísticas e vantagens, a rapidez e facilidade no desenvolvimento, pois
é um ambiente de trabalho visual, em forma de diagrama de blocos
(65).
Conforme apresentado na seção 3.2, foi proposto que a injeção
de corrente contínua seria feita em três etapas: (i) determinação da
tensão CC máxima, (ii) aquecimento inicial e (iii) aquecimento inter-
mediário.
Para determinar a tensão máxima a ser injetada no compressor,
o algoritmo ilustrado na figura 4.26 foi utilizado.
Aumenta-se gradativamente a tensão enquanto as seguintes con-
dições são monitoradas:
• tensão contínua maior que 65 V;
• corrente rms maior que 12 A;
• escorregamente maior que 8%;
• temperatura da bobina maior que 105
◦
C;
• temperatura do corpo maior que (Temperatura de estabilização
do corpo - 6
o
C);
• potência aparente maior que 600 VA.
Quando qualquer uma dessas condições for satisfeita, a tensão
deixa de ser incrementada e seu valor atual passa a ser a tensão máxima
aplicada ao compressor.
De forma parecida, é determinado também a tensão mínima
aplicada ao compressor. Definiu-se que a tensão de corrente contínua
mínima seria de 4 V, porém, como a tensão de saída da fonte desen-
volvida é bastante dependente da carga, um mesmo sinal de controle
de tensão gera tensões diferentes na saída da fonte para compressores
distintos ou mesmo condições de ensaio diferentes (pressões de sucção
e descarga).
92
Figura 4.26: Fluxograma do algoritmo para determinar as tensões má-
xima e mínima injetadas no compressor.
Por isso, para determinar a tensão mínima, armazena-se a tensão
CC medida a cada incremento. Enquanto a tensão medida for inferior
a 4 V, assume-se o valor atual como tensão mínima. A partir do mo-
mento em que a tensão ultrapassar 4 V, o valor mínimo não é mais
atualizado. Assim, o último valor de tensão inferior a 4 V é conside-
rado como a mínima tensão a ser aplicada ao compressor. Isso é ne-
cessário para que o controlador não aplique 0V como saída, já que sem
tensão e sem corrente contínua, não se pode determinar a temperatura
da bobina.
Após definidas as tensões máxima e mínima, passa-se para a
etapa de aquecimento inicial. Essa etapa consiste de se utilizar um con-
trolador PI com o setpoint da temperatura da bobina em (Testab+15)
o
C. No momento em que a temperatura do corpo atinge (TestabCorpo
- 6)
o
C, é iniciada a etapa de aquecimento intermediário. Diminui-se
o setpoint da temperatura da bobina em 7
o
C. Com essa redução fica
evidente a importância do limite mínimo para a tensão. Nessa transi-
ção, como o valor de temperatura medido se encontra acima do valor
desejado, o controlador poderia diminuir a tensão até 0 V. Se isso ocor-
rer, perde-se a informação da medição da resistência e a temperatura
medida torna-se um valor aleatório, inviabilizando o controle.
93
Figura 4.27: Subprograma (VI) criado em LabVIEW para a aceleração
do transitório.
Na figura 4.27 é possível visualizar as entradas e saídas do soft-
ware desenvolvido.
As entradas do bloco são:
Executa Aquecimento: É um sinal booleano, em falso ele reinicializa
todas as variáveis internas do programa, permitindo o início de
um novo ensaio.
Tensão CC: Tensão CC instantânea medida sobre o enrolamento prin-
cipal;
Corrente CC: Corrente CC instantânea medida sobre o enrolamento
principal;
Potência Aparente: Produto da tensão eficaz e da corrente eficaz ins-
tantâneas sobre o compressor;
Cluster Valores LIMS: Cluster com 5 elementos: temperatura de re-
ferência; resistência do enrolamento medida na temperatura de
referência; temperatura de estabilização da bobina do compres-
sor para as condições do ensaio (obtida de ensaios anteriores);
temperatura de estabilização do corpo do compressor para as
condições do ensaio (obtida de ensaios anteriores) e tensão no-
minal do compressor (115 V ou 220 V);
Escorregamento(%): Informação do escorregamento instantâneo do
compressor;
lim Max Corrente CC: Corrente contínua máxima injetável sobre o
compressor (pode depender da fonte ou do dispositivo de par-
tida)
94
T Instantânea corpo: Temperatura instantânea medida do corpo do
compressor.
As saídas são:
Setpoint Bobina: Informação de qual o setpoint atual da bobina prin-
cipal (depende do valor de estabilização da temperatura do his-
tórico e do estado atual do aquecimento);
Estado Aquecimento: Informação de qual o estado atual do aqueci-
mento: 1 = Determinação da tensão CC máxima aplicada; 2 =
Aquecimento inicial; 3 = Aquecimento intermediário; 4 = FIM
do aquecimento;
Resistência Calculada: Informação da resistência medida da bobina
principal;
Temperatura Bobina Calculada: Informação da temperatura instan-
tânea da bobina principal;
Tensão Saída: Tensão CC que deverá ser injetada no compressor (atu-
ação do controlador).
4.4 Conclusões
O estudo realizado no capítulo 3 permitiu a construção de um
protótipo de baixo custo de um equipamento capaz de injetar CC. A
construção da fonte foi realizada com êxito, atingindo as especifica-
ções iniciais de potência de saída.
O valor da tensão de saída da fonte é realizado de forma sim-
ples, através de um sinal analógico de tensão proveniente de uma placa
de aquisição, e se mostrou bastante estável na faixa para a qual foi
projetada, (4 a 60) V.
Com a calibração do sistema de medição (apêndice B.1), obteve-
se um erro máximo em tensão de 10 mV para uma faixa de medição
de (-100 a +100) V, o que equivale a um erro de 0,005% do valor total
da faixa (200 V). Por causa da compensação dos erros sistemáticos de
toda a cadeia, o erro máximo ficou abaixo da combinação dos erros
de todos os componentes da cadeia de medição, indicados em seus
manuais.
Para a medição de corrente (apêndices B.2 e B.3), obteve-se erro
máximo de 0,5 mA para a faixa de (-5 a +5) A, equivalente a 0,005%
da faixa de medição, e um erro máximo de 4,8 mA na faixa de (-18
a +18) A, 0,013% da faixa. Valores bastante inferiores aos dados de
catálogo.
No entanto, na utilização prática do sistema, acoplado à fonte
desenvolvida e ao compressor em funcionamento, percebeu-se um erro
maior devido às interferências do restante do sistema e da relativa ins-
tabilidade da tensão contínua medida (se comparada à tensão bem esta-
bilizada do padrão utilizado na calibração). Além disso, um erro dificil
de ser mensurado é a diferença que se obtém entre a temperatura mé-
dia do enrolamento, inferida através de sua resistência, e a temperatura
pontual, medida através de um termopar.
Recomenda-se, em utilizações futuras, o uso de janelamento de
Hanning, conforme apêndice B.4, para garantir que os erros proveni-
entes do período de amostragem não sejam dependentes da fonte utili-
zada.
Apesar disso, em todos os ensaios realizados no capítulo 5, a
diferença entre a temperatura medida com o sistema desenvolvido (uti-
lizando as duas escalas de corrente) e a temperatura obtida através de
termopares, foi inferior a 10
o
C.
O software de controle desenvolvido permitiu realizar todos os
ensaios apresentados no capítulo 5 e nos apêndices C a F. Foi possí-
vel implantá-lo com facilidade ao programa principal da bancada de
desempenho de uma empresa.
96
97
5 ANÁLISE EXPERIMENTAL
5.1 Introdução
O objetivo dos experimentos apresentados neste capítulo é com-
provar a capacidade de se diminuir o tempo de aquecimento do corpo
do compressor com a injeção de corrente contínua.
É apresentada, inicialmente, a estratégia de ensaios utilizada,
em seguida é mostrada com mais detalhes a bancada utilizada em al-
guns desses ensaios e, finalmente, os resultados obtidos. Ao final deste
capítulo, expõe-se uma conclusão a respeito desses resultados.
5.2 Estratégia adotada
Para gerar resultados que permitissem verificar a eficácia do
método proposto, foi definido um roteiro de ensaios, destacados na
seqüência com seus respectivos objetivos específicos.
1. Compressor a vazio (fora do sistema de refrigeração) utilizando
fonte comercial – projeto e otimização do procedimento de inje-
ção de CC (menor influência das demais variáveis); avaliação
dos níveis máximo de tensão e corrente (desenvolvimento de
fonte CC variável) e aprimoramento do procedimento proposto
(sobretemperatura inicial da bobina).
2. Compressor em circuito de refrigeração utilizando fonte comer-
cial – verificação do comportamento do transitório acelerado no
compressor inserido em um sistema de refrigeração e aprimora-
mento do procedimento proposto (ajustes do controlador).
3. Compressor na bancada de ensaio de desempenho utilizando
fonte comercial – análise comparativa dos resultados de ensaios
98
de capacidade com e sem transitório acelerado; avaliação de ne-
cessidades de adaptação no esquema elétrico da bancada de en-
saios de desempenho; controle da temperatura dos enrolamentos
através da sua inferência pela medição de resistência.
4. Compressor a vazio utilizando fonte e sistema de medição de-
senvolvidos – análise comparativa do transitório acelerado utili-
zando a fonte desenvolvida e a fonte comercial.
Com essa seqüência de ensaios pretende-se:
Item 1: projetar e otimizar o procedimento de injeção de CC
com o mínimo de variáveis; avaliar as necessidades das máximas ten-
sões e correntes necessárias para o projeto da fonte CC desenvolvida;
aprimorar o procedimento proposto (sobretemperatura inicial da bo-
bina).
Item 2: verificar que o aquecimento acelerado ocorre também
no compressor inserido em um sistema de refrigeração; aprimorar o
procedimento proposto (ajustes do controlador).
Item 3: verificar se há mudança nos resultados do ensaio de ca-
pacidade com o transitório acelerado; verificar necessidades de adapta-
ções no esquema elétrico da bancada de ensaios de desempenho; con-
firmar a possibilidade de controle da temperatura da bobina através da
medição de resistência.
Item 4: verificar se os ensaios utilizando a fonte e o sistema
de medição desenvolvidos se comportam de maneira semelhante aos
ensaios do item 1.
5.3 Bancada elétrica para ensaios com compressor a vazio
Para os ensaio de compressores a vazio, foi constituída uma ban-
cada elétrica. A estrutura básica é a mesma da apresentada na figura
4.8 da seção 4.1.3 incorporando, adicionalmente, o circuito de bypass
do protetor térmico (figura 5.1).
A contatora K1 permite a selecionar a fonte de alimentação al-
ternada do compressor. Em repouso (contatos “normalmente fecha-
dos”), habilita-se a tensão proveniente da rede elétrica; quando energi-
zada (contatos “normalmente abertos”), K1 comuta a alimentação para
a fonte comercial. A fonte selecionada chega ao compressor através
99
Figura 5.1: Diagrama elétrico da bancada de testes com compressor.
da atuação de K2. A contatora K3 conecta a fonte CC ao compressor.
K4, por sua vez, faz o bypass do protetor térmico, removendo-o do
circuito.
Para simplificar a construção, apenas o bypass do neutro foi im-
plementado. Desse modo é necessário o cuidado de sempre conectar
o neutro (saída NF da contatora K4) ao protetor térmico, pois, no caso
de inversão, haveria um curto circuito entre fase e neutro através desse
dispositivo.
O conector utilizado para a ligação do compressor é semelhante
ao utilizado em (4), pois permite que se faça a medição do sinal de
tensão o mais próximo possível dos terminais da bobina principal (após
os dispositivos de partida e proteção), e medição da corrente apenas da
bobina principal, como mostra a figura 5.2(a).
Adicionou-se, então, um cabo a esse conector para que a cor-
rente do compressor flua através dele. Essa estrutura é ilustrada com
detalhes na figura 5.2(b).
Não é viável medir tensão diretamente nos contatos dos disposi-
tivos de partida e proteção devido à queda de sinal provocada por esses
componentes.
Além disso, a corrente medida nesse ponto seria a soma das cor-
rentes das bobinas principal e auxiliar. Apesar de alguns dispositivos
de partida, como o relé, removerem completamente a bobina auxiliar
do circuito, dispositivos como o PTC, apenas diminuem essa corrente
mas não a anulam. Existem, ainda, compressores que operam com ca-
100
(a) Ilustração da ligação dos dispositivos elétricos ao compressor, adaptado de (66)
(b) Diagrama de ligação utilizando conector modificado.
Figura 5.2: Conexão elétrica do compressor.
pacitores permanentes, ou seja, a bobina auxiliar continua energizada
durante o funcionamento do motor.
Essa bancada foi utilizada para a obtenção dos resultados apre-
sentados nos itens 5.4 e 5.7.
5.4 Fonte comercial alimentando o compressor a vazio
5.4.1 Condições dos ensaios
Realizaram-se inicialmente ensaios com os compressores fora
de um sistema de refrigeração, pois o objetivo é a análise comparativa
101
entre os tempos de estabilização da temperatura do corpo com e sem
injeção de CC.
Essa abordagem simplificou a avaliação, uma vez que muitas va-
riáveis mantiveram-se com variações mínimas, principalmente as pres-
sões de sucção e descarga. Além disso não há necessidade de outros
elementos que fazem parte do restante do circuito de refrigeração. Nes-
sas condições, uma das poucas variáveis capazes de contribuir para al-
terações nos resultados é a temperatura ambiente. No entanto, no labo-
ratório onde os ensaios foram realizados, seu valor permanece dentro
de uma faixa conhecida de (24 ±4)
◦
C.
Para estabelecer uma comparação, a temperatura da bobina prin-
cipal foi inferida através do sistema de medição da fonte 6812B e,
também, através de termopares; a última, responsável por realimentar
o controle. Para a leitura dos termopares utilizou-se um equipamento
do tipo Compact Field Point (67) com módulos específicos para esse
fim.
O controle da temperatura mostrou-se bastante eficiente devido
ao comportamento com pouco ruido do sinal medido. Seria possível
a utilização de ciclos de controle inferiores a 1 segundo. No entanto,
para uniformizar todos os ensaios permitindo comparações, o controle
foi ajustado com ciclos de controle de 2 segundos, tempo necessário
para a medição de resistência (1 s para estabilização e 1 s para medi-
ção), como discutido na seção 4.2.1.
5.4.2 Resultados
A verificação dos resultados foi baseada apenas nos valores me-
didos das temperaturas do corpo e da bobina principal. Segundo Scus-
sel (1), quando a corrente contínua é injetada com o compressor em
movimento (CA e CC), as variáveis térmicas se comportam de ma-
neira semelhante ao natural, apenas atingindo um valor acima do valor
normal sem aquecimento forçado.
No entanto, o apêndice C apresenta os gráficos dos ensaios de
forma detalhada, com as demais temperaturas internas do compressor.
A figura 5.3 (mesmo ensaio apresentado na figura C.1) registra
os resultados do ensaio realizado com o compressor D para verificação
do comportamento em aquecimento natural. Para esse ensaio o tempo
102
de estabilização da temperatura do corpo foi de aproximadamente 120
minutos. Observou-se que a bobina tende a estabilizar em 77
o
C.
O valor de 77,0
o
C foi utilizado como setpoint do controlador
para o ensaio apresentado na figura 5.4. Nesse ensaio a bobina foi
aquecida rapidamente para o seu valor de estabilização esperado (77,0
o
C). É visível a diminuição do tempo de estabilização para 50 minutos.
No entanto, a temperatura do corpo estabilizou em 52,5
o
C, enquanto
o valor esperado era 50,0
o
C. O ensaio foi repetido (apêndice C, figura
C.4), e a diferença entre o valor esperado e o valor estabilizado foi
de apenas 0,5
o
C, enquanto o tempo de estabilização foi de 45 minu-
tos. Essa diferença no valor de estabilização se deve, principalmente,
à variação da temperatura ambiente.
Figura 5.3: Aquecimento natural do compressor D.
Analisando os resultados dos primeiros ensaios, percebeu-se que,
no início do ensaio, o corpo se encontra normalmente frio (de 23
o
C a
30
o
C). Desse modo, aplicou-se uma temperatura ainda maior à bobina
com a intenção de aumentar a transferência de calor na etapa inicial.
O resultado desse ensaio é apresentado na figura 5.5 (mesmo ensaio
da figura C.5). O tempo de estabilização do corpo foi reduzido para
aproximadamente 35 minutos.
Seguindo a estratégia de superaquecer a bobina no início do en-
103
Figura 5.4: Aquecimento forçado no compressor D, estratégia 1: sem
sobretemperatura na bobina.
saio, aumentou-se ainda mais a temperatura inical. No entanto, para
permitir uma transição suave da temperatura da bobina em direção
à estabilização, um valor intermediário foi imposto ao enrolamento
quando o corpo se aproxima da sua temperatura de estabilização. O
resultado é mostrado na figura 5.6 (mesmo ensaio apresentado com
mais detalhes na figura C.8), com tempo de estabilização do corpo em
aproximadamente 30 minutos.
Os resultados dos ensaios realizados com o compressor D são
apresentados de forma resumida na tabela 5.1 e os gráficos visualiza-
dos no apêndice C.
104
Figura 5.5: Aquecimento acelerado no compressor D, estratégia 2:
com sobretemperatura de 10
o
C.
Figura 5.6: Aquecimento forçado no compressor D, estratégia 3: com
sobretemperatura inicial de 15
o
C e intermediária de 8
o
C.
105
Tabela 5.1: Resultados dos ensaios realizados com a fonte comercial no compressor D a vazio.
Estratégia. Condição Tempo T
esperada
T
esperada
Tcorpo T
bobina
Redução
(sobretemp.) estabilid. Corpo(
o
C) Bobina
o
C (
o
C) (
o
C) Tempo
- Natural 118,8 min - - 55,5 78,5 -
- Natural 119,1 min - - 52,5 77,0 -
1 (+0
o
C) Acelerado 49,5 min 52 77 52,5 76,5 58,3%
1 (+0
o
C) Acelerado 45,2 min 52 77 52,0 76,0 62,0%
2 (+10
o
C) Acelerado 34,8 min 52 77 53,5 77,0 70,7%
2(+10
o
C) Acelerado 39,7 min 52 77 53,0 76,5 66,6%
3(+15
o
C) Acelerado 39,1 min 50 77 52,0 76,5 67,1%
3(+15
o
C) Acelerado 30,8 min 50 77 52,5 77,0 74,1%
106
5.5 Fonte comercial alimentando compressor em bancada de par-
tida e tombamento
Essa etapa consiste em avaliar os efeitos da inserção de corrente
contínua em compressores acoplados a um sistema de refrigeração –
bancada de partida e tombamento. Nessa bancada é possível controlar
as pressões de sucção e descarga do compressor através da atuação
em válvulas proporcionais e da utilização de um compressor auxiliar,
conforme figura 5.7. Dessa forma, espera-se um comportamento do
compressor semelhante ao da bancada de ensaios de desempenho.
Para a análise de aceleração do transitório, as pressões foram
mantidas constantes nos valores da condição conhecida como de check-
point. Nessa condição, a pressão de sucção é mantida em aproximada-
mente 1,14 bar (pressão cuja temperatura do fluido refrigerante R134a
é de -23,3
o
C na saturação) e a pressão de descarga em 14,7 bar (pres-
são cuja temperatura do fluido refrigerante R134a é de +54,4
o
C na
saturação). Foi utilizado o checkpoint pois é uma condição de teste
comumente praticada nos ensaios de desempenho de compressores
(1, 16, 24).
5.5.1 Condições dos ensaios
Para a utilização dessa bancada, foi necessário acrescentar o
software de controle de temperatura da bobina ao software principal.
Também foi preciso modificar a parte elétrica referente à alimentação
do compressor, permitindo a utilização da fonte 6812B.
Nessa bancada os compressores são conectados ao circuito elé-
trico sem os dispositivos de partida e proteção. Sendo assim, não houve
a necessidade de bypass do protetor térmico. A partida é realizada atra-
vés de contatoras, energizando inicialmente ambos os enrolamentos do
compressor e em seguida removendo a alimentação da bobina auxiliar,
mantendo corrente apenas na principal, semelhante ao que realiza um
dispositivo de partida.
Novamente utilizou-se a temperatura da bobina medida com o
termopar para realimentação do controle.
107
Figura 5.7: Diagrama simplificado da bancada de partida e tomba-
mento
5.5.2 Resultados
Foram ensaiados três modelos diferentes de compressores: B
1
,
D e G. Foi realizado um ensaio com cada modelo para determinar o
tempo natural de entrada em regime da temperatura do corpo. Esse
ensaio também determinou os valores de estabilização para as tampe-
raturas do corpo e da bobina principal. Nesta seção os resultados são
exemplificados apenas com os gráficos dos ensaios utilizando o com-
pressor B. Os demais resultados (com os compressores D e G) reali-
zados na bancada de partida e tombamento podem ser visualizados no
apêndice D.
Um resumo com os resultados de todos os ensaios é apresentado
na tabela 5.2.
1
Vide apêndice G.
108
O tempo de estabilização é o momento em que, a partir dele,
a variação na temperatura do corpo permanece entre um intervalo de
±1
o
C durante uma hora. Devido ao início do ensaio ocorrer de forma
manual, partindo-se o compressor e iniciando a rotina de aceleração
do transitório, uma diferença de até ±3 minutos entre os tempos de
estabilização deve ser considerada como variabilidade natural dos re-
sultados. A diferença entre os tempos com e sem transitório acelerado
(redução de até 85 minutos) confirma a eficácia do método de acelera-
ção proposto.
Os valores de temperatura esperada para o corpo (T
esperada
Corpo)
também são mostrados na tabela 5.2 (4
a
coluna). Para os ensaios B/2
e D/1, esses valores foram propositadamente alterados na hora da rea-
lização do ensaio. Foi utilizado o método descrito no capítulo 3, com
valores de temperatura de estabilização do corpo diferentes dos espe-
rados, a fim de simular a variabilidade real das temperaturas de um
mesmo modelo de compressor em ensaios diferentes. Dessa maneira,
simulou-se uma diferença entre a informação da temperatura de estabi-
lização do corpo do compressor obtida a partir do histórico de ensaios
e o valor “real” de estabilização.
Para o ensaio B/2 foi inserido um erro de +4
o
C, como se a
temperatura do compressor devesse atingir um valor maior do que o
realmente atingiria, provocando um sobreaquecimento no corpo.
No ensaio D/1 inseriu-se um erro de -5
o
C.
Pode-se perceber que mesmo uma variação de até 5
o
C na tem-
peratura esperada não prejudica consideravelmente o tempo de estabi-
lização para os modelos testados. No entando, percebe-se uma tendên-
cia de sobretemperatura no valor final do corpo do compressor quando
se superestima a temperatura de estabilização.
109
Tabela 5.2: Resultados dos ensaios realizados na bancada de partida e tombamento.
Modelo Transitório Tempo T
esperada
T
corpo
T
bobina
Redução
Ensaio Estabilid. Corpo(
o
C) (
o
C) (
o
C) Tempo
B Normal 104,5 min - 62,3 79,7
B /1 Acelerado 29,7 min 62 61,9 80,4 71,6%
B /2 Acelerado 25,6 min 66 63,9 82,7 75,5%
D Normal 113,3 min - 70,3 97,9
D /1 Acelerado 31,7 min 64 68,6 93,6 72,0%
D /2 Acelerado 28,2 min 69 68,6 94,8 75,1%
G Normal 123,0 min - 69,5 88,5
G Acelerado 43,0 min 68 69,3 88,5 65,0%
110
Figura 5.8: Ensaios na bancada de Partida e Tombamento, modelo B
com transitório natural.
As figuras 5.8 e 5.9 mostram gráficos com as evoluções no tempo
das temperaturas do corpo e da bobina para os ensaios do compressor
modelo B.
Na figura 5.8 é mostrada a evolução natural das temperaturas,
com tempo de estabilização de 105 minutos.
Na figura 5.9, com transitório acelerado, visualiza-se que pró-
ximo aos 1500 s houve a mudança de setpoint da temperatura da bo-
bina da sobretemperatura inicial para a intermediária.
Como o objetivo dos ensaios deste capítulo é a análise compa-
rativa com e sem injeção de CC, o algoritmo utilizado para detectar o
tempo de estabilização para esses ensaios leva apenas em consideração
a temperatura do corpo. Contudo, é perceptível no gráfico da figura 5.9
que no momento da entrada em estabilização ainda existe injeção de
CC. Na prática (durante o ensaio de desempenho), a estabilidade só
pode acontecer após o fim do aquecimento acelerado, pois a injeção de
corrente contínua altera o consumo do compressor, aumentando consi-
deravelmente a potência medida.
111
Figura 5.9: Ensaios na bancada de Partida e Tombamento, modelo B
com transitório acelerado.
5.6 Fonte comercial empregada em ensaio de desempenho
Após os resultados satisfatórios da injeção de corrente contínua
no compressor a vazio e na bancada de partida e tombamento, foram
realizados testes com o compressor na bancada de ensaios de desempe-
nho de compressores. Esses testes visavam quatro objetivos principais:
1. Verificar a influência da aceleração do transitório no resultado fi-
nal do ensaio (valores de capacidade e consumo do compressor).
2. Verificar o comportamento do método com o compressor inse-
rido no sistema completo de refrigeração (com diversas variáveis
controladas pela bancada).
3. Verificar as necessidades de alteração e adaptação do esquema
elétrico da bancada.
4. Averiguar as necessidades de criação e modificação de software
para o aquecimento acelerado (filtros, temporizações, disponibi-
lizar informações etc.)
Para os testes, foi utilizada a fonte comercial 6812B. Além dela,
também estava disponível um sistema de medição de tensão e corrente
desenvolvido em outro projeto (68), o qual foi usado para a medição
112
da resistência da bobina e a inferência de sua temperatura. Evitou-se,
assim, o problema da habilitação do sense externo da fonte (citados na
seção 3.1.1) e os testes puderam ser realizados sem grandes alterações
na bancada. O sistema instalado era utilizado originalmente para a
medição da potência elétrica, através das formas de onda de tensão
e corrente. Utilizando os valores médios dessas formas de onda foi
possível a obtenção das parcelas contínuas de corrente e tensão.
5.6.1 Condições dos ensaios
Os ensaios na bancada de desempenho foram realizados com
compressores instrumentados diferentes dos testados anteriormente:
H
2
, I, J e K. Tal mudança deve-se ao fato da bancada da empresa
onde foram realizados os testes, ter sido desenvolvida para operação
com fluido refrigerante R600a, enquanto os compressores utilizados
anteriormente operam apenas com R134a.
Os ensaios deste capítulo foram divididos em duas etapas: antes
e depois dos ajustes da bancada.
Na primeira etapa, antes dos ajustes, observou-se a diminuição
do tempo de estabilização do corpo do compressor e a possibilidade de
controle através da temperatura inferida pela resistência. No entanto,
como os controladores das demais variáveis da bancada não estavam
devidamente ajustados, pois a bancada estava ainda em fase de ajus-
tes, a redução no tempo de estabilização do corpo do compressor não
permitiu a redução no tempo total do ensaio.
Na etapa seguinte, com os controladores devidamente ajustados,
houve uma diminuição também no tempo total do ensaio.
Algumas alterações elétricas na bancada foram necessárias para
a injeção de corrente contínua no compressor. Como a injeção foi rea-
lizada pela fonte já presente no painel e a medição de tensão e corrente
CC foi efetuada por um equipamento também instalado, as alterações
se limitaram ao circuito necessário para o bypass do protetor térmico.
Foi necessária também uma eletrônica externa para determinar
se o cabo conectado ao protetor térmico era a fase ou o neutro da ten-
são de alimentação, pois essa mesma tensão (fase ou neutro) será apli-
2
Vide apêndice G.
113
cada ao cabo adicionado ao conector. Como é possível que o operador
inverta as conexões de alimentação, ora conectando a fase, ora conec-
tando o neutro no protetor térmico, realizar o bypass sempre do neutro
poderia provocar um curto circuito através do protetor caso as cone-
xões fossem invertidas (semelhante ao exposto na seção 5.3).
Esse circuito desenvolvido, denominado “circuito de detecção
de fase”, é mostrado na figura 5.10. Caso a tensão entre o neutro e o
condutor ligado ao comum do compressor (cabo de bypass) seja maior
do que 60 V (alternada ou contínua) a tensão de saída é 0 V. Se essa
tensão for inferior a 30 V, a tensão de saída é 12 V (tensão de alimen-
tação CC do circuito).
Figura 5.10: Circuito isolado para detecção de fase.
Com essa informação é possível determinar se é necessário apli-
car a tensão do neutro ou da fase diretamente ao comum do compressor
para remover o protetor térmico do circuito. Além disso, é necessário
que o circuito de detecção de fase possa ser habilitado ou desabili-
tado (desconectado do sistema), porque consome certa potência elé-
trica. Caso ele permaneça sempre habilitado, essa potência extra será
somada ao consumo do compressor, provocando erros no resultado do
ensaio. Dessa forma, foram necessárias três saídas digitais e uma en-
trada digital para permitir o bypass do protetor térmico. Uma entrada
digital para informar se neutro ou fase foi conectado ao protetor tér-
mico, uma saída digital para habilitar e desabilitar o circuito de detec-
ção de fase, e duas saídas digitais para habilitar o bypass do dispositivo
de proteção (uma para fase e outra para neutro).
114
5.6.2 Resultados
Antes dos ajustes da bancada
Após a adequação elétrica da bancada e alterações no software
principal, foram realizados ensaios com e sem injeção de CC.
Nas figuras 5.11 e 5.12 são apresentados, no mesmo gráfico, os
comportamentos da temperatura do corpo com aquecimento normal e
acelerado, respectivamente, para os compressores I e K. Em ambos os
ensaios, ainda se realizou o controle de temperatura da bobina com a
realimentação do valor medido, através de termopares.
Figura 5.11: Comparativo das temperaturas do corpo com aquecimento
normal e acelerado para o compressor I.
É visível a diminuição no tempo de estabilização em ambos os
modelos. O tempo de estabilização diminuiu de 84 para 31 minutos no
ensaio de I e, para K, de 90 para 29 minutos. Os resultados desses en-
saios podem ser visualizados separadamente, incluindo a temperatura
da bobina do compressor, no apêndice E.1. O ganho no tempo total
do ensaio não pode ser comprovado nesses primeiros testes devido aos
ajustes ainda em andamento na bancada.
As figuras 5.13, 5.14 e 5.15 registram o comportamento de algu-
mas variáveis importantes para o ensaio de desempenho do compressor
115
Figura 5.12: Comparativo das temperaturas do corpo com aquecimento
normal e acelerado para o compressor K.
K, como pressão de sucção e de processo, temperaturas de entrada e
saída do trocador de calor e vazão mássica do compressor.
As pequenas variações apresentadas não foram significativas a
ponto de causar um novo transitório no comportamento do sistema
como um todo (principalmente no trocador de calor, de comportamento
tipicamente lento).
Na seqüência, ainda antes dos ajustes da bancada, novos ensaios
foram efetuados com os compressores modelo I, K e J (resultados no
apêndice E.2. O controle da temperatura da bobina foi realizado agora
com realimentação do valor inferido através do sistema de medição de
resistência.
É possível visualizar na figura 5.16 (mesmo ensaio apresentado
na figura E.8) que o resultado da medição da temperatura da bobina
possui muito ruido. Fica bastante evidente a necessidade do filtro im-
plementado (apresentado no item 3.2.2). Com a utilização desse filtro
foi possível um controle suave da temperatura da bobina.
Outra alteração realizada na bancada está relacionada à mudança
automática de faixa do sistema de medição de corrente. Essa troca era
realizada automaticamente pela comutação de resistores shunt. Cada
116
Figura 5.13: Pressões de sução e processo. Comportamento ao fim da
injeção de CC, modelo K.
Figura 5.14: Temperaturas de entrada e saída do trocador de calor.
Comportamento ao fim da injeção de CC, modelo K.
alteração de faixa também provocava picos de ruído. Desse modo, a
faixa de medição de corrente foi fixada, durante o aquecimento ace-
lerado, para a escala de maior valor (devido às correntes elevadas),
diminuindo a incidência de picos de ruído.
117
Figura 5.15: Vazões mássicas, medida através de transdutor e estimada
pelo trocador de calor. Comportamento ao fim da injeção de CC, mo-
delo K.
Figura 5.16: Resultado do filtro para a temperatura da bobina medida.
Compressor J.
Após ajustes da bancada
Após os ajustes dos controladores da bancada, principalmente
na otimização do controle das temperaturas do trocador de calor (16),
houve ganhos também no tempo total de ensaio. Os ensaios foram re-
alizados pelos operadores do painel com compressores não instrumen-
118
tados – modelos H e I – utilizando, inclusive, três unidades diferentes
para cada modelo.
Na figura 5.17 é mostrado o comportamento da temperatura do
corpo dos compressores ensaiados do modelo H. Na figura 5.18, a
mesma situação para o modelo I. Os resultados desses ensaios são
apresentados nas tabelas 5.3 e 5.4.
Figura 5.17: Ensaios com e sem transitório acelerado realizados na
bancada de ensaios de desempenho. Modelo H
É possível perceber uma grande repetitividade dos resultados
com transitório acelerado, exceto para um dos ensaios realizados do
modelo H. Esse é o quinto ensaio acelerado da tabela 5.3 (ensaio iso-
lado na figura E.15 do apêndice E). Houve um fim antecipado do pro-
cesso de aceleração do transitório, e percebe-se uma forma do aqueci-
mento do corpo bastante diferente das demais. Isso ocorreu devido a
um erro no sistema de medição de freqüência rotacional apontando um
escorregamento acima do valor real, o que limitou a tensão máxima
injetada durante a aceleração.
Além disso, para os ensaios do modelo I, é possível visualizar
um comportamento diferenciado em um dos testes sem injeção de CC:
o segundo ensaio com transitório natural (ensaio isolado na figura E.2
do apêndice E). Esse comportamento ocorreu devido ao compressor já
119
Figura 5.18: Ensaios com e sem transitório acelerado realizados na
bancada de ensaios de desempenho. Modelo I
estar aquecido, provavelmente de um ensaio anterior. A temperatura
inicial do corpo foi de 45
o
C.
Embora as curvas de temperatura do corpo com transitório na-
tural para o modelo I possuam uma tendência aparente de estabilizar
em um valor muito próximo, é normal ocorrer uma variabilidade de
até ±4
o
C, ainda que se utilize o mesmo compressor. Isso ocorre de-
vido ao diferente posicionamento do transdutor de temperatura, além
de variações naturais de cada ensaio.
No apêndice E.3 são apresentados os gráficos com a evolução da
temperatura do corpo do compressor para esses ensaios realizados na
bancada de desempenho. Não há informação da temperatura da bobina
após o ajuste dos controladores porque, além de não utilizar compres-
sores instrumentados, os valores de tensão e corrente contínuas não
foram arquivados
3
.
Percebe-se, com esses resultados, que houve uma diminuição
significativa no tempo total do ensaio, mesmo com o sinal medido de
temperatura da bobina relativamente instável, se comparado com os
ensaios anteriores utilizando termopares.
3
Ensaios realizados na empresa pelos seus próprios técnicos.
120
De acordo com os operadores da bancada, em todos os ensaios
(com aquecimento natural e aquecimento acelerado) a variação dos re-
sultados de capacidade, consumo e COP ficaram dentro da faixa de
incerteza do próprio painel e da variabilidade natural dos ensaios.
As tabelas 5.3 e 5.4 apresentam, comparativamente, os resulta-
dos obtidos dos ensaios de capacidade realizados com transitório natu-
ral e acelerado. Destaca-se que, além das incertezas dos instrumentos
de medição – apresentados nas tabelas – existe ainda a variabilidade
natural dos resultados entre cada ensaio e também entre os diferentes
compressores de um mesmo modelo.
Foi possível confirmar, através desses resultados, que a acelera-
ção do transitório não modificou os valores obtidos do ensaio de de-
sempenho. A diferença entre os valores médios de capacidade, con-
sumo e COP entre os ensaios foi próximo da incerteza apenas dos ins-
trumentos.
Todas as modificações na bancada e no software foram possíveis
e relativamente simples de serem realizadas.
Houve redução considerável no tempo de estabilização da tem-
peratura do corpo do compressor e também do ensaio. Obteve-se uma
diminuição de até 37% do tempo de ensaio para o modelo H. Para
o compressor I foi um pouco inferior porque a média do tempo com
transitório natural foi contaminada por um dos ensaios ter sido iniciado
com o compressor preaquecido. Ainda assim a redução foi de até 30%
para esse modelo.
121
Tabela 5.3: Resultados dos ensaios de desempenho após alterações nos controladores (compressores modelo H).
Tempo Capac. Consumo COP Corrente Temp. Freq. Vazão
ensaio corpo rot. máss.
(W) (W) (W/W) (A) (C) (RPM) (kg/h)
Transitório 1 2h22min 181,58 103,54 1,754 0,473 55,62 2953,03 1,949
Natural 2 2h28min 181,14 103,93 1,743 0,475 55,11 2951,53 1,944
3 2h20min 183,53 104,62 1,754 0,478 56,80 2951,80 1,970
Média 2h23min 182,08 104,03 1,750 0,475 55,84 2952,12 1,954
Transitório 1 1h32min 179,11 103,26 1,734 0,472 54,80 2952,58 1,922
Acelerado 2 1h29min 182,93 103,27 1,771 0,472 53,20 2952,80 1,963
3 1h32min 181,26 103,47 1,752 0,473 53,90 2951,58 1,945
4 1h51min 183,80 104,12 1,765 0,476 53,71 2950,99 1,973
5 1h57min 180,19 104,64 1,722 0,478 57,48 2951,77 1,934
6 1h31min 181,45 104,55 1,736 0,478 54,36 2951,57 1,947
7 1h34min 182,45 104,27 1,750 0,476 53,01 2951,83 1,958
Média 1h38min 181,60 103,94 1,747 0,475 54,35 2951,87 1,949
Incerteza 0,7% 0,4% 1,1%
dos valor valor valor
instrumentos lido lido lido
122
Tabela 5.4: Resultados dos ensaios de desempenho após alterações nos controladores (compressores modelo I).
Tempo Capac. Consumo COP Corrente Temp. Freq. Vazão
ensaio corpo rot. máss.
(W) (W) (W/W) (A) (C) (RPM) (kg/h)
Transitório 1 2h21min 206,25 116,42 1,772 0,53 58,69 2.943,6 2,213
Natural 2 1h48min 203,82 116,45 1,750 0,53 57,84 2.944,8 2,187
Média 2h04min 205,03 116,43 1,761 0,53 58,26 2.944,2 2,200
Transitório 1 1h41min 203,95 115,63 1,764 0,53 54,36 2.943,3 2,189
Acelerado 2 1h28min 197,82 113,49 1,743 0,52 53,93 2.945,0 2,123
3 1h29min 198,61 113,81 1,745 0,52 55,24 2.944,8 2,132
4 1h46min 204,91 115,98 1,767 0,53 54,87 2.944,7 2,199
5 1h27min 203,98 115,70 1,763 0,53 57,5 2.945,8 2,189
6 1h29min 204,39 115,71 1,766 0,53 55,2 2.945,6 2,194
7 1h27min 203,99 115,73 1,763 0,53 53,7 2.945,5 2,189
Média 1h32min 202,52 115,15 1,759 0,53 54,97 2.944,9 2,174
Incerteza 0,7% 0,4% 1,1%
dos valor valor valor
instrumentos lido lido lido
123
5.7 Dispositivo adicionador de CC alimentando compressor a va-
zio
Após concluídos os protótipos da fonte de corrente contínua e
do sistema de medição, a solução foi novamente testada fora da ban-
cada de ensaios de desempenho. Para a realização dos novos ensaios
utilizando a bancada da empresa, seriam necessárias alterações no cir-
cuito para a inserção do equipamento. Isso exigiria um tempo para
manutenção da bancada que não estava disponível. No entanto, da
mesma forma que o método foi testado inicialmente utilizando a fonte
comercial com o compressor a vazio, testou-se a mesma estratégia de
aquecimento, com a fonte e o sistema de medição apresentados no ca-
pítulo 4.
5.7.1 Condições dos ensaios
Os ensaios foram realizados sob condições semelhantes às apre-
sentadas na seção 5.4
Os ensaios foram realizados usando uma bancada elétrica, um
computador com placa de aquisição para obtenção das formas de onda
de tensão e corrente, e um equipamento Compact Field Point (67) para
a medição das temperatura internas do compressor instrumentado.
5.7.2 Resultados
Foram realizados ensaios com três modelos de compressores cu-
jas características são apresentadas na tabela 5.5
Tabela 5.5: Características dos modelos de compressores ensaiados
com a fonte desenvolvida.
Resistência Capacidade Tensão Corrente
bob. principal (checkpoint) nominal nominal
Modelo D 20,5 ohm 123 W 220 V 60 Hz 0,9 A
Modelo F 14,1 ohm 176 W 220 V 60 Hz 0,56 A
Modelo G 3,8 ohm 205 W 115 V 60 Hz 1,2 A
Os resultados dos ensaios são mostrados em números nas tabelas
124
5.6, 5.7 e 5.8 e os gráficos com as temperaturas do corpo e da bobina
estão presentes no apêndice F.
Com a utilização do sistema de medição desenvolvido, a ação
do filtro não foi necessária e, de certa forma, até um pouco prejudicial
pois, provocou atraso no sinal da temperatura e, consequentemente,
uma maior sobretemperatura da bobina.
A diminuição do tempo de aquecimento do corpo é bastante evi-
dente, com redução média de 75% com o procedimento proposto. O
sistema de medição de resistência atendeu às necessidades, apresen-
tando erros inferiores a 10
o
C na inferência da temperatura da bobina.
É possível observar em dois ensaios realizados no compressor
G que houve um comportamento bastante atípico da temperatura da
bobina, e provocaram o aumento do tempo médio de estabilização.
Isso foi causado por um mau contato entre o dispositivo de partida e
o conector utilizado (já detalhado na figura 5.2 da seção 5.3). Com
isso, houve um aumento da resistência de contato, o que prejudicou o
controle. No entanto, esse erro de medição não comprometeu a integri-
dade dos enrolamentos, pois a ação do controle foi diminuir a tensão
CC injetada. Mesmo com esse erro, os tempos de estabilização foram
bastante reduzidos.
125
Tabela 5.6: Tempos de estabilização da temperatura do corpo utilizando solução desenvolvida para modelo D.
Tipo de Natural Natural Natural Acel. Acel. Acel. Acel. Média Média
aquecimento Natural Acel.
Tbob esperado (
o
C) - - - 58,0 58,0 58,0 58,0
Tcorpo esperado (
o
C) - - - 45,5 48,0 48,0 48,0
Tbob estab (
o
C) 58,0 58,5 59,0 57,0 59,0 60,0 59,0
Tcorpo estab. (
o
C) 51,5 48,5 49,0 47,5 49,0 50,0 49,5
Tempo estab. 128,1 120,4 120,1 41,0 25,1 26,8 29,1 122,8 30,5
(minutos)
126
Tabela 5.7: Tempos de estabilização da temperatura do corpo utilizando solução desenvolvida para modelo F.
Tipo de Natural Natural Natural Acel. Acel. Acel. Acel. Acel. Média Média
aquecimento Natural Acel.
Tbob esperado (
o
C) - - - 59,0 59,0 59,0 59,0 59,0
Tcorpo esperado(
o
C) - - - 47,0 47,0 47,0 47,0 47,0
Tcorpo estab(
o
C) 47,5 47,0 48,0 46,5 48,5 48,0 49,0 48,5 47,5 48,1
Tempo estab 117,9 118,6 142 28,2 35,4 26,9 31,1 27,3 126 29,8
(minutos)
127
Tabela 5.8: Tempos de estabilização da temperatura do corpo utilizando solução desenvolvida para modelo G.
Tipo de Nat. Nat. Nat. Acel. Acel. Acel. Acel. Acel. Acel. Méd. Méd.
aquecimento Nat. Acel.
Tbob esperado(
o
C) - - - 74,5 74,5 77,0 77,0 77,0 77,0
Tcorpo esperado(
o
C) - - - 53,5 53,5 50,0 50,0 50,0 50,0
Tcorpo estab(
o
C) 50,2 53,0 54,0 50,5 50,8 48,0 52,0 52,5 52,0 52,4 51,0
Tempo estab(
o
C) 115 124 128 29,7 28,8 27,8 26,8 29,6 28,8 122 28,6
(minutos)
128
5.8 Conclusões acerca dos resultados dos ensaios
Os resultados dos ensaios realizados neste capítulo mostram que
é possível utilizar a injeção de CC com a finalidade de diminuição
do tempo de aquecimento do compressor, implicando diminuição no
tempo total do ensaio.
O roteiro de ensaios realizados permitiu analisar diversos aspec-
tos separadamente, culminando na implantação do método proposto
na bancada de ensaios de desempenho e o desenvolvimento de equipa-
mentos capazes de realizar a injeção de CC com custo reduzido.
5.8.1 Ensaios com compressor a vazio
Com os ensaios iniciais foi possível propôr o método de aqueci-
mento baseado no controle de temperatura da bobina e analisar o com-
portamento da corrente CC sobre o compressor em funcionamento.
Isso permitiu prever possíveis obstáculos como a remoção do prote-
tor térmico e a possibilidade de tombamento com injeção de níveis
excessivos de corrente contínua.
Foi necessário, para o procedimento proposto, utilizar valores
das temperaturas atingidas ao final de ensaios (tanto do corpo quanto
da bobina principal) obtidos do histórico de testes anteriores. No en-
tanto, esses valores possuem um erro inerente à variabilidade natural
desses ensaios.
Percebeu-se uma tendência de que, quanto mais próximo do va-
lor esperado a temperatura do corpo estabilizar, menor será o tempo
total de estabilização. Quando ocorre um erro positivo, ou seja, a tem-
peratura de estabilização esperada é maior do que a realmente atingida,
há excesso de aquecimento. Dependendo da intensidade desse sobrea-
quecimento, a estabilidade ocorrerá apenas após um resfriamento. Se
o erro for negativo implicará aquecimento insuficiente, e o restante do
aquecimento ocorrerá de maneira natural (mais lenta).
Embora o segundo erro (negativo) seja melhor para a eficiência
do método (o procedimento proposto finaliza o aquecimento antes que
o corpo do compressor atinja a temperatura esperada), quanto maior o
erro, mais tempo o compressor demorará para atingir a estabilidade.
Embora a sobretemperatura da bobina também provoque certo
129
aquecimento excessivo do corpo, o erro positivo no valor da tempera-
tura de estabilização do próprio corpo é mais relevante para o tempo
final do ensaio. Isso ocorre porque a bobina armazena menos energia
térmica se comparada à carcaça do compressor. É possível visualizar,
nos gráficos onde a temperatura da bobina foi medida através de ter-
mopares, que seu resfriamento é relativamente rápido.
5.8.2 Ensaios com compressor na bancada de partida e tomba-
mento
Os resultados do compressor na bancada de partida e tomba-
mento comprovaram que o transitório acelerado também ocorre com
o compressor inserido em um sistema de refrigeração. Esses ensaios
também permitiram um melhor ajuste nos parâmetros de controle de
temperatura da bobina.
5.8.3 Ensaios com compressor na bancada de desempenho
A utilização de uma bancada de ensaios de desempenho propor-
cionou a verificação de que o transitório acelerado praticamente não
altera os resultados desses ensaios. A diferença relativa de capacidade
entre o valor médio com transitório natural e os ensaios acelerados fo-
ram inferiores a 1,6 % para o modelo H e 3,5% para o modelo I.
Na maioria dos ensaios obteve-se tempos de estabilização da
temperatura do corpo próximos de 30 minutos. Para os ensaios reali-
zados após os ajustes da bancada, tempos totais de 1h30min.
Dos resultados sem transitório acelerado utilizando a bancada de
desempenho (figuras E.1 e E.3 do apêndice E.1), é possível visualizar
que, durante o tempo considerado estabilizado, ambas as temperatu-
ras ainda variam dentro de certa tolerância. Apesar de essa variação
admitida para o corpo ser pequena (±1
o
C), para a bobina principal a
mudança foi de mais de 4
o
C. Isso provoca uma alteração no valor da
resistência, e consequentemente afeta o consumo e o COP do compres-
sor.
Essas variações são admitidas como parte da incerteza dos resul-
tados dos ensaios com aquecimento natural. No entanto, com a utiliza-
ção do transitório acelerado, como proposto, a curva de temperatura da
bobina pode vir a apresentar um comportamento decrescente, ao con-
trário do aquecimento natural. Com isso, a resistência média durante o
período considerado estabilizado pode vir a ser maior para os ensaios
acelerados, aumentanto o consumo e diminuindo o COP.
Dessa forma, é necessário um volume maior de ensaios com e
sem injeção de CC, utilizando uma bancada estável e assegurando as
mesmas condições iniciais em todos os testes. Assim, será possível
obter dados mais confiáveis que permitam afirmar se existe uma ten-
dência real de diminuição do COP.
5.8.4 Ensaios utilizando sistemas desenvolvidos
Os resultados dos ensaios utilizando a fonte desenvolvida mos-
traram que a sua utilização obteve desempenho semelhante à fonte co-
mercial. Como as formas de onda da tensão imposta ao compressor são
semelhante utilizando ambas as fontes, era de se esperar que o aque-
cimento proporcionado por elas também o fosse. A única diferença é
um pequeno ripple devido aos ciclos de carga do capacitor.
Em relação ao sistema de medição, esse conseguiu atender às es-
pecificações, medindo a temperatura da bobina com erros de ±10
o
C
em relação à medição com o termopar. Mesmo com essa incerteza
relativamente alta, foi possível atingir tempos de estabilização reduzi-
dos. Isso porque foi imposta à bobina uma sobretemperatura inicial.
Assim, mesmo que a temperatura esteja abaixo da desejada (devido ao
erro do sistema de medição), ela ainda será superior à temperatura atin-
gida naturalmente. Caso a temperatura se encontre acima da almejada,
o aquecimento ocorrerá ainda mais rápido.
Para assegurar que os enrolamentos do compressor não ultra-
passem o limite de 130
o
C, ficou definido que a máxima temperatura
utilizada como setpoint para o controlador será de 105
o
C, mesmo que
a temperatura de estabilização do histórico seja superior a 90
o
C. Essa
limitação foi imposta considerando a combinação do erro de 10
o
C
do sistema de medição, juntamente com 10% de sobresinal devido ao
controle dessa grandeza.
131
6 CONCLUSÕES E PROPOSTAS PARA TRABALHOS
FUTUROS
6.1 Conclusões
O objetivo inicial de redução do tempo de ensaio foi plenamente
alcançado. Através da injeção de corrente contínua conseguiu-se que a
temperatura do corpo do compressor estabilizasse (±1
o
C) em menos
de 30 minutos. Considerando-se que o tempo inicial para a entrada em
regime permanente dos ensaios realizados na bancada de desempenho
era de aproximadamente 90 minutos, isso equivale a uma redução de
60%. Embora não tenham sido realizados ensaios em modelos mais
antigos de bancada, sabe-se que o tempo de estabilização, para essas
bancadas, era de 3 horas. Nesse caso a redução seria de 80%.
Em relação ao tempo total de ensaio, obteve-se tempos inferi-
ores a 1h30min com a injeção de CC, representando uma redução de
36% em relação à duração média de 2h20min sem aceleração. Ou seja,
é possível realizar três ensaios no intervalo de tempo em que seriam re-
alizados apenas dois.
O método proposto alcançou tempos de transitório inferiores aos
previstos em (1) e com a característica de praticamente não provocar
perturbações no resto do sistema. O compressor continua operando
aproximadamente sob a mesma freqüência rotacional (com um escor-
regamento ligeiramente maior do que o nominal). Isso mantém a va-
zão mássica constante, e não altera significativamente as temperaturas
e pressões de sucção e descarga. Pode-se considerar que, para o resto
do sistema, o comportamento do compressor não muda durante o tran-
sitório acelerado. Dessa forma, não há outro transitório ao se retornar
para as condições normais de operação.
Os resultados indicam que, mesmo com erros nas temperaturas
132
de estabilização obtidas dos ensaios anteriores, ainda é possível atingir
a estabilização em tempos inferiores a 1 hora. Em condições ótimas –
sem erros nos valores do histórico – é possível obter tempos inferiores
a 30 minutos.
Embora algumas melhorias ainda possam ser realizadas no mé-
todo de aquecimento e nos equipamentos, com a finalidade de diminuir
ainda mais o tempo de aquecimento do compressor, essa redução de
tempo pode não ser muito significativa. Isso porque outras variáveis,
agora, também são as responsáveis pelo tempo de transitório. Princi-
palmente as variáveis relacionadas à medição de capacidade através de
calorímetro, métodos A e C (13).
É preciso analisar as demais variáveis lentas do sistema, pois
com a solução proposta, a temperatura do corpo do compressor deixou
de ser limitante.
É importante salientar que apenas os ensaios no modelo novo de
bancada, desenvolvida pela parceria Embraco Labmetro/LIAE (1, 16,
24, 69), duram aproximadamente 2h30min. Nas bancadas mais anti-
gas, com controles manuais, ou automáticos individuais, esse tempo
ainda é elevado, de 4 horas ou mais. A solução proposta permite dimi-
nuir o tempo de ensaio nas duas bancadas. No entanto, são necessários
alguns ensaios nas bancadas manuais para que se possa estimar qual
será o ganho de tempo nessas condições. Implantando o procedimento
nas bancadas antigas, que existem em maior número, é possível dimi-
nuir a necessidade de novas bancadas e de turnos extras de trabalho.
A redução do tempo total dos ensaios permite também uma di-
minuição no tempo de um projeto de pesquisa e desenvolvimento, ga-
rantindo uma penetração mais ágil de novos produtos no mercado.
6.1.1 Acerca do método de aquecimento
O método se mostrou robusto, abrangendo diversos modelos de
compressores. O controle da temperatura da bobina permite um rápido
aquecimento inicial com a segurança de não ultrapassar a temperatura
limite suportada pela bobina, e uma transição suave da temperatura da
bobina em direção ao seu valor de estabilização, evitando um possível
sobreaquecimento capaz de tomar mais tempo para ser resfriado do
que o tempo ganho no aquecimento acelerado inicial.
133
Embora haja necessidade de informações de histórico (normal-
mente disponíveis em banco de dados), isso permite um melhor re-
sultado frente a uma tentativa de estimar os valores de estabilização
não conhecidos. Apesar do método proposto não poder ser utilizado
em modelos de compressores dos quais não se tem informação (como
modelos novos de compressores, por exemplo), após a realização do
primeiro ensaio natural, pode-se aplicar a técnica de aquecimento em
todos os demais. Como normalmente é necessário mais de um ensaio
para comprovar as melhorias proveniente de modificações propostas
pelo desenvolvimento de compressores, excetuando-se o primeiro, ha-
verá redução de tempo em todos os ensaios seguintes.
Para evitar os picos de interferência dos sinais de tensão e cor-
rente, um filtro digital foi utilizado, e por causa disso o controle PI
ficou relativamente lento. Se eliminadas essas interferências, é possí-
vel um ajuste melhor do controle e do tempo de laço a fim de diminuir
o sobressinal da temperatura da bobina. Dessa forma pode-se trabalhar
com valores maiores de sobretemperatura inicial, diminuindo o tempo
de estabilização.
6.1.2 Acerca dos sistemas desenvolvidos
Os sistemas desenvolvidos cumpriram as especificações do iní-
cio do projeto. A fonte foi capaz de alimentar o compressor com tensão
CA e CC, fornecendo a potência necessária para o aquecimento acele-
rado. O sistema de medição foi capaz de medir a temperatura média
da bobina principal do compressor de maneira satisfatória, evitando
temperaturas além das suportadas pelo isolamento dos condutores.
O custo estimado dos componentes necessários para a monta-
gem desses sistemas (fonte e medição) é inferior a R$ 2.000,00, sem
considerar a placa de aquisição e o computador utilizados para a medi-
ção dos sinais. Dessa forma, o objetivo de um sistema de custo redu-
zido foi atingido. A melhoria desse sistema, no entanto, permitiria um
procedimento mais robusto e eficiente, garantindo, com menor erro, as
temperaturas desejadas na bobina principal
Para a integração desses equipamentos à bancada de desempe-
nho foram necessários alguns componentes externos, como contatores
e relés, pois tanto os circuitos de potência, quanto os sinais gerados
134
pelo instrumento (sinais de tensão e corrente) precisaram ser comuta-
dos para uma integração em paralelo com outros equipamentos (wat-
tímetros, sistemas de medição de tensão, corrente e resistência). Esta
integração ocasionou um aumento relativo no tamanho, na complexi-
dade e, com menor intensidade, no custo da solução.
Uma possibilidade de melhoria é sugerida na seção seguinte,
como proposta para trabalhos futuros: a utilização de uma estrutura de
fonte CC com comutação em alta freqüência. Isso permite reduzir o
tamanho e custo de alguns componentes externos (capacitor, indutor e
transformador).
Outra possibilidade na diminuição de custo seria a existência
de bancadas específicas para ensaiar compressores com faixas de ca-
pacidade diferentes. A mesma bancada é utilizada para ensaios de
compressores com capacidades bastante variadas e, consequentemente,
correntes nominais e resistências de enrolamento também bastante di-
ferentes. Isto faz com que a fonte projetada tenha que ser capaz de for-
necer a potência do pior caso. Se houvesse bancadas separadas por ca-
tegorias diferentes, as fontes poderiam ser projetadas especificamente
para aquela faixa de potência. Essa solução seria viável, mas deve ser
contrabalanceada com os problemas de se ter muita variedade de equi-
pamentos, necessidade de componentes para reposição, logísticas de
manutenção etc.
O projeto da fonte previu inicialmente que correntes contínuas
de até 10 ampères seriam injetadas. Isso porque, de acordo com resul-
tados do início do projeto, viu-se que correntes com valores aproxima-
damente três vezes maiores do que a nominal seriam suficientes para
um aquecimento rápido da bobina do compressor. Entretanto, ensaios
realizados com um modelo de compressor com corrente nominal de
1,2 A apresentaram resultados semelhantes – em relação a tempo de
estabilização do corpo – tanto com 5 A quanto com 7 A de corrente
contínua máxima injetada. Se compressores com correntes nominais
acima de 2 A apresentem resultados semelhantes, é possível diminuir
a potência máxima da fonte.
135
6.2 Propostas para trabalhos futuros
Em virtude das dificuldades encontradas, alguns pontos foram
observados como sendo possíveis de serem aperfeiçoados. Algumas
sugestões para novos trabalhos são apresentadas a seguir.
• Alteração da estrutura para fonte chaveada.
O objetivo seria diminuir os componentes (transformador, in-
dutor e capacitor), reduzindo consideravelmente o tamanho e o
custo total do equipamento. Outra vantagem importante é tornar
o sinal de tensão mais estável. Na arquitetura atual, um pequeno
atraso ou avanço no ângulo de disparo pode provocar uma alte-
ração de até unidades de volt, dependendo do ponto de operação.
• Implantação do sistema na bancada de partida e tombamento.
Os ensaios de partida e de tombamento são testes realizados com
compressores e, tal como na bancada de desempenho, existe
um transitório inicial de aquecimento. Nos ensaios realizados
nessa bancada, um bom controle da temperatura da bobina é es-
sencial, pois existem tolerâncias mais estreitas para esse valor.
Viu-se que, com injeção de corrente contínua, pode-se aque-
cer rapidamente a bobina, o que pode ser utilizado no ensaio
de partida. Mas, ainda que seja possível aquecê-la rapidamente,
mesmo com o resto do compressor ainda frio, essa temperatura
da bobina não se mantém, pois o calor também é perdido rapi-
damente para os demais componentes. Dessa forma, um aque-
cimento completo de todo o compressor pode ser utilizado para
diminuir a variação da temperatura da bobina.
Um possível desafio nessa bancada é tentar evitar que a dinâ-
mica do sistema (as pressões de sucção e descarga são alteradas
continuamente nos ensaios de partida e tombamento) afete o de-
sempenho do sistema de medição utilizado para determinar a
temperatura da bobina. Além disso, como a incerteza desejada
para a medição da temperatura da bobina é inferior à desenvol-
vida neste trabalho, serão necessários aperfeiçoamentos no sis-
tema de medição de resistência.
136
• Unificação do sistema de aceleração do transitório com o sistema
de medição de resistência, reunindo-os em apenas um equipa-
mento.
Essa sugestão também implica melhorias no sistema de medição
do sistema de aceleração de transitório, de modo a atender às
necessidades de incertezas relacionadas à medição de resistên-
cia de enrolamento. Pode ser necessária também uma reestru-
turação da fonte de alimentação, a fim de torná-la mais estável
para baixas tensões (até abaixo de 1 V). Isso diminuiria conside-
ravelmente os custos combinados dos dois equipamentos. Prin-
cipalmente na parte de medição, pois os transdutores utilizados
atualmente pelos dois sistemas são redundantes. Além disso, se-
ria economizado espaço facilitando a instalação e a manutenção
das bancadas.
• Integração de hardware microcontrolado, com aquisição de da-
dos.
A possibilidade de utilizar um sitema próprio de conversão A/D
tornarnia o sistema independente de um microcomputador e placa
de aquisição, deixando-o mais autônomo. Dessa forma, seria
possível a implantação desse sistema em bancadas semi-automa-
tizadas ou de controle manual, as quais não possuem um com-
putador dedicado para seu controle. Existe apenas um compu-
tador supervisório monitorando, geralmente, quatro bancadas.
Isso permitiria uma redução no custo de implantação para essa
configuração.
• Outras técnicas de controle;
Diferentes técnicas de controle poderiam ser utilizadas no con-
trole da temperatura da bobina, como controle fuzzy, controle
não linear etc. Além disso, pode ser possível a utilização de sis-
temas especialistas para particularizar o método de aquecimento
para diferentes condições. Compressores com capacidades redu-
zidas, por exemplo, costumam ter variações maiores na tempe-
ratura de estabilização do corpo (devido à menor massa). Desse
modo a etapa de aquecimento forçado poderia encerrar a uma
“distância” maior da temperatura de estabilização do corpo (-4
o
C ao invés de -3
o
C proposto pelo método), garantindo mais ro-
bustez e possivelmente tempos de estabilização ainda menores.
• Estimar temperaturas de estabilizacao;
É interessante um estudo mais aprofundado a respeito da deter-
minação dos valores de estabilização das temperaturas da bobina
e do corpo. Embora os testes utilizando extrapolação através de
ajustes de curvas de primeira e segunda ordens não obtiveram
bons resultados, novos estudos poderiam ser realizados com esse
propósito. Isso permitiria deixar o sistema independente dos va-
lores obtidos de ensaios anteriores, possibilitando a utilização de
aquecimento acelerado em modelos novos de compressores, dos
quais não se têm nenhuma informação.
138
139
REFERÊNCIAS
1 SCUSSEL, J. N. Propostas de ações para reduzir o tempo
demandado por ensaio de desempenho de compressores herméticos.
153 p. Dissertação (Mestrado) — Programa de Pós-Graduação em
Metrologia Científica e Industrial, Centro Tecnológico, Universidade
Federal de Santa Catarina, 2006.
2 TODESCAT, M. L.; POSSAMAI, F. C. A review of household
compressor energy performance. In: . West Lafayette - IN: Purdue
Press, 2004. (C067), p. 1–8.
3 U.S. DEPARTMENT OF ENERGY. DOE Fundamentals
Handbook, Mechanical Science, Volume 2 of 2. Washington
D.C., Janeiro 1993. Disponível em: <http://www.hss.energy.gov-
/nuclearsafety/ns/techstds/standard/standard.html>. Acesso em: 20 de
jan. 2010.
4 PACHECO, A. L. S. Desenvolvimento de Sistema para Medir
a Resistência de Enrolamento em Motores de Compressores
Energizados. 180 p. Dissertação (Mestrado) — Programa de
Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial, Centro
Tecnológico, Universidade Federal de Santa Catarina, 2007.
5 MARQUES, G. Máquinas de indução monofásicas. Website.
6 HALLIDAY, D.; RESNICK, R. Física 3. São Paulo: Livros
Técnicos e Científicos (LTC), 1984.
7 SIEMENS. TCA785 Datasheet.
8 CADDOCK ELECTRONICS INC. Type 1776 Precision Decade
Resistor Voltage Dividers. [S.l.], 2004.
9 ANALOG DEVICES. AD215 Datasheet. Norwood, MA, 1996.
10 LEM. LA-25 Datasheet. [S.l.].
140
11 NATIONAL INSTRUMENTS CORP. FieldPoint Operating
Instructions (FP-TC-120 and cFP-TC-120). [S.l.], Outubro 2002.
12 HOUPIS, C. H.; LAMONT, G. B. Digital control systems: theory,
hardware, software. p.106. segunda edição. New York: McGraw Hill,
1992.
13 INTERNATIONAL ORGANIZATION FOR STANDARDIZA-
TION. ISO 917: Testing of refrigerant compressors. Switzerland,
Sept. 1989. 31 p.
14 HENKLEIN, P. Análise de Ensaios de Desempenho de
Compressores Herméticos Durante o Transitório. Dissertação
(Mestrado) — Programa de Pós-Graduação em Metrologia Científica
e Industrial, Centro Tecnológico, Universidade Federal de Santa
Catarina, 2006.
15 STEINBACH, K. Itendificação do Instante de Entrada em
Condições de Regime Permanente em Ensaios de Desempenho
de Compressores. 199 p. Dissertação (Mestrado) — Programa
de Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial, Centro
Tecnológico, Universidade Federal de Santa Catarina, 2008.
16 FLESCH, R. C. C. Estudo e Projeto de Estratégias de Controle
para Aplicação em uma Bancada de Ensaio que Apresenta Atraso de
Transporte. Dissertação (Mestrado) — Programa de Pós-Graduação
em Engenharia de Automação e Sistemas, Centro Tecnológico,
Universidade Federal de Santa Catarina, 2008.
17 STOECKER, W. J.; JABARDO, J. M. S. Refrigeração industrial.
2. ed. São Paulo: Edgard Blücher, 2002.
18 STOECKER, W. Industrial Refrigeration Handbook. New York:
McGraw-Hill Professional, 2004. 782 p.
19 AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING
AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS. ANSI/ASHRAE 23:
Methods of testing for rating positive displacement refrigerant
compressors and condensing units. Atlanta, GA, 2005. 14 p.
141
20 AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING
AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS. ANSI/ASHRAE 41.9:
Calorimeter test methods for mass flow measurements of volatile
refrigerants. Atlanta, GA, 2000. 22 p.
21 AMERICAN SOCIETY OF HEATING, REFRIGERATING
AND AIR-CONDITIONING ENGINEERS. ANSI/ASHRAE 41.10:
Flowmeter test methods for mass flow measurements of volatile
refrigerants. Atlanta, GA, 2003. 21 p.
22 ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR
11947: Compressores de refrigeração – Método de ensaio. Rio de
Janeiro, 1979. 31 p.
23 ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR
13410: Condições de ensaio para determinação da capacidade de
refrigeração nominal de compressores herméticos e semi-herméticos
para refrigeração. Rio de Janeiro, jun. 1995. 4 p.
24 POLETTO, E. L. Aprimoramento de uma bancada de ensaios
de desempenho de compressores herméticos visando reduzir
incertezas de medição. 107 p. Dissertação (Mestrado) — Programa
de Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial, Centro
Tecnológico, Universidade Federal de Santa Catarina, 2006.
25 WEG. Módulo 1 Comando e Proteção.
26 BIM, E. MÁQUINAS ELÉTRICAS E ACIONAMENTO. Primeira
edição. Rio de Janeiro: Ed. Campus, 2009. 480 p.
27 U.S. DEPARTMENT OF ENERGY. DOE Fundamentals
Handbook, Electrical Science, Volume 4 of 4. Washington D.C., Junho
1992. Disponível em: <http://www.hss.energy.gov/nuclearsafety-
/ns/techstds/standard/standard.html>. Acesso em: 20 de jan.
2010.
28 EMBRACO. VCC Household Aplication (2nd generation) for R
134a and R 600a. Website. Disponível em: <http://www.embraco-
.com.br/portugue/produtos/informativos pdf/01021.pdf>. Acesso em:
15 de jul. 2010.
142
29 Y. J. Kang e Y. Jeon. LINEAR MOTOR FOR LINEAR
COMPRESSOR. 2010. 2010/0084929. Disponível em: <http://www-
.freepatentsonline.com/20100084929.pdf>. Acesso em: 13 de ago.
2010.
30 H. Lee. LINEAR COMPRESSOR. 2008. US 2008/0226473.
Disponível em: <http://www.freepatentsonline.com/20080226473-
.pdf>. Acesso em: 13 de ago. 2010.
31 FITZGERALD, A. E.; JR, C. K.; KUSKO, A. Máquinas
elétricas. New York: Mc Graw-Hill, 1971.
32 TORO, V. del. Fundamentos de máquinas elétricas. São Paulo:
Livros Técnicos e Científicos (LTC), 1999.
33 EMBRACO; ASPERA. Compressors Handbook. 04 2000.
Disponível em: <http://www.embraco.com.br/portugue/produtos-
/informativos pdf/MP01EG.pdf>. Acesso em: 12 abr. 2010.
34 MANUAL de Aplicação de Compressores. Disponível em:
<http://www.embraco.com.br/portugue/produtos/00004 port.pdf>.
Acesso em: 3 de fev. 2010.
35 STUMBERGER, G. et al. Prevention of iron core saturation in
multi-winding transformers for dc-dc converters. Magnetics, IEEE
Transactions on, v. 46, n. 2, p. 582 –585, feb. 2010. ISSN 0018-9464.
36 SHEMANSKE, R. Electronic motor braking. Industry
Applications, IEEE Transactions on, IA-19, n. 5, p. 824 –831, sept.
1983. ISSN 0093-9994.
37 LUKITSCH, W. Dynamic braking without specialized controls.
In: Textile Industry Technical Conference, 1989., IEEE 1989 Annual.
[S.l.: s.n.], 1989. p. 6/1 –6/4.
38 JIANG, J.; HOLTZ, J. An efficient braking method for controlled
ac drives with a diode rectifier front end. In: Industry Applications
Conference, 2000. Conference Record of the 2000 IEEE. [S.l.: s.n.],
2000. v. 3, p. 1446 –1453.
143
39 MICHALSKI, L. et al. Temperature Measurement. segunda
edição. Chichester: Wiley, 2001.
40 CHILDS, P. Practical Temperature Measurement. Oxford:
Butterworth-Heinemann, 2000.
41 ASSOCIAÇÃO BRASILEIRA DE NORMAS TÉCNICAS. NBR
0794. Rio de Janeiro, 2003. 61 p.
42 AGILENT TECHNOLOGIES. AC Power Source/ Analyzers.
Santa Clara, CA, February 2008.
43 SUPPLIER. SUPPLIER Indústria e Comércio de Eletro-
Eletrônicos Ltda website. Web. Disponível em: <http://www-
.supplier.com.br>. Acesso em: 10 de mai. 2009.
44 BARBI, I. Eletrônica de Potência. Sexta edição. Florianópolis:
Edição do autor, 2006.
45 DORF, R. C. Electrical Engineering Handbook. Boca Raton:
Chapman & Hall/CRCnetBASE, 2000.
46 ST. TRIAC analog control circuits for inductive loads.
setembro 2008. Application Note. Disponível em: <http://www-
.st.com/stonline/books/pdf/docs/3566.pdf>. Acesso em: 5 de jun.
2009.
47 BALIGA, B. J. Fundamentals of Power Semiconductor Devices.
Raleigh, NC: Springer, 2008.
48 NORMEY-RICO, J. E. Sinais e sistemas realimentados - Parte 2.
Apostila.
49 DEMAY, M. B. Desenvolvimento de Sistemas para Medição
de Frequência Rotacional em Compressores Herméticos. 153 p.
Dissertação (Mestrado) — Programa de Pós-Graduação em
Metrologia Científica e Industrial, Centro Tecnológico, Universidade
Federal de Santa Catarina, 2008.
50 SCLATER, N. Electronics Technology Handbook. New York:
McGraw-Hill, 2004.
144
51 SEMIKRON. SKT16 Datasheet.
52 EPCOS. Aluminium Electrolitic Capacitors. [S.l.], Novembro
2008. Disponível em: <http://www.epcos.com/inf/20/30/db/aec 09-
/B41456 B41458.pdf>. Acesso em: 15 de jun. 2009.
53 AGILENT. Agilent 54621A/22A/24A/41A/42A Oscilloscopes
and Agilent 54621D/22D/41D/42D Mixed-Signal Oscilloscopes.
Santa Clara, CA, 2002. Disponível em: <http://cp.literature-
.agilent.com/litweb/pdf/54622-97036.pdf>. Acesso em: 11 de ago.
2009.
54 AGILENT TECHNOLOGIES. Agilent Technologies 5000, 6000
and 7000 Series InfiniiVision Oscilloscope Probes and Accessories.
Santa Clara, CA, October 2009.
55 MANJESHA; JYOTHI, B. Minimization of heat in the stator
windings of a 3 phase induction motor using spwm technique x2014;
an experimental study. Power Electronics Systems and Applications,
2009. PESA 2009. 3rd International Conference on, p. 1 –2, may
2009.
56 LEE, S. B.; HABETLER, T. G. An online stator winding
resistance estimation technique for temperature monitoring of
line-connected induction machines. IEEE TRANSACTIONS ON
INDUSTRY APPLICATIONS, v. 39, 2003.
57 ABNT; INMETRO. Guia para a Expressão da Incerteza de
Medição. Rio de Janeiro: [s.n.], 2003.
58 AGILENT. Agilent 34401A 6 1/2 Digit Multimeter User’s Guide.
Disponível em: <http://cp.literature.agilent.com/litweb/pdf/34401-
90004.pdf>. Acesso em: 11 de ago. 2009.
59 NATIONAL INSTRUMENTS. DAQ E Series User Manual.
[S.l.], Fevereiro 2007.
60 TEXAS INSTRUMENTS. INA101 Datasheet. Dallas, TX.
61 BURR-BROWN. ISO124 Datasheet. Tucson - AZ, Setembro
1997.
62 INMETRO. Vocabulário Internacional de Metrologia. dezembro
2008. Versão brasileira da 3a edição do International Vocabulary
of Metrology - Basic and general concepts and associated terms".
Disponível em: <http://www.inmetro.gov.br/metCientifica/vim-
/vim completo.pdf>. Acesso em: 2 de mar. 2010.
63 TYCO ELECTRONICS. Precision Metal Film Fixed Resistors.
[S.l.].
64 ALBERTAZZI, A.; SOUZA, A. R. de. Fundamentos de
Metrologia Científica e Industrial. Barueri: Manole, 2008. 407 p.
65 BITTER, R.; MOHIUDDIN, T.; NAWROCKI, M. LabVIEW
advanced programming techniques. Segunda edição. [S.l.: s.n.], 2007.
66 EMBRACO. Instruções de montagens de componentes elétricos.
outubro 2006. Informativo Técnico. Disponível em: <http://www-
.embraco.com.br/portugue/produtos/05006.pdf>. Acesso em: 3 de
fev. 2010.
67 NATIONAL INSTRUMENTS CORP. FieldPoint Operating
Instructions (FP-TC-120 and cFP-TC-120). [S.l.], Outubro 2002.
68 BARBOSA, F. Q. Redução das incertezas nas medições de
grandezas elétricas em uma bancada de ensaios de desempenho
de compressores. 192 p. Dissertação (Mestrado) — Programa
de Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial, Centro
Tecnológico, Universidade Federal de Santa Catarina, 2006.
69 PETROVCIC, S. A. B. Proposta de Arquitetura do Sistema de
Automação Aplicado a Ensaios de Desempenho de Compressores
Herméticos de Refrigeração. 115 p. Dissertação (Mestrado) —
Programa de Pós-Graduação em Metrologia Científica e Industrial,
Centro Tecnológico, Universidade Federal de Santa Catarina, 2007.
70 FLUKE. 1560 Black Stack -Thermometer Readout Users Guide.
Rev. 622102. USA.
71 FLUKE. 8508A Reference Multimeter Users Manual. Julho 2002.
146
147
APÊNDICE A -- CALIBRAÇÃO DOS TERMOPARES
Para os ensaios deste trabalho, foram utilizados cinco compres-
sores instrumentados com termopares do tipo T (Cu-Constantan). Três
deles para utilização com fluido refrigerante R134a: compressores A,
B, D, F e G; e quatro para R600a: H, I, J e K.
Figura A.1: Figura ilustrativa do Compact Field Point da National Ins-
truments.
A aquisição da temperatura medida através dos termopares, em
todos os ensaios, foi realizada utilizado o equipamento Compact Field
Point (figura A.1) da National Instruments com os seguintes módulos:
CFP2020 – módulo de controle: Necessário para a comunicação do
sistema de medição de temperatura com o software do computa-
dor que faz a aquisição dos dados. Uma vantagem desse módulo
é a comunicação via TCP-IP através de uma rede local (LAN)
comum facilitando a aquisição dos dados, pois nao há necessi-
dade de instalação e configuração de placas de aquisição.
148
CFPTC120 – módulo de leitura de termopar: O módulo TC-120 pos-
sui 8 canais e permite a leitura de termopares dos tipos J, K, R,
S, T, N, E e B com compensação de junta fria, se utilizado em
conjunto com o bloco conector cFP-CB-3 ou cFP-TB-3 (foi uti-
lizado o bloco cFP-CB-3). Possui diversas faixas de medição de
entrada, a maior delas (pior caso para a resolução) é de ±100
mV. O conversor A/D desse módulo é de 16 bits, isso representa
medir temperatura para essa faixa com uma resolução de 0,08
o
C (67).
De modo geral, o erro máximo desse equipamento é apresentado
no gráfico da figura A.2. É possível visualizar também que o erro típico
é inferior a 0,25
o
C para a faixa de 0 a 300
o
C.
Figura A.2: Erros para os termopares do tipo J, K, N, T e E. Adaptado
de (11)
Para garantir confiabilidade nos valores medidos nos ensaios,
principalmente no que diz respeito à repetitividade
1
, se fez necessária
1
Como os ensaios eram comparativos entre os perfis térmicos com transitório natural e tran-
149
a calibração dos termopares.
Calibrar individualmente os termopares de cada compressor de-
mandaria muito tempo, pois seria necessário um longo tempo para a
estabilização das temperaturas internas para cada ponto calibrado. De-
vido à essa dificuldade, uma nova abordagem foi proposta para a cali-
bração.
Como os compressores são instrumentados com termopares a
partir de um mesmo rolo, decidiu-se calibrar três amostras de termopa-
res desse rolo: uma amostra do início (antes da instrumentação), uma
amostra do meio (após a instrumentação de três compressores) e uma
amostra do fim (após a instrumentação outros três compressores). Foi
calibrada também uma quarta amostra de outro rolo de termopares com
o objetivo de verificar a mudança de comportamento dos termopares de
um rolo para o outro.
O objetivo da calibração destas amostras era verificar se todos
os termopares dentro dos compressores possuem características seme-
lhantes. Caso as amostras obtivessem curvas de calibração aproxi-
madas, supôe-se que todos os termopares utilizados nos compressores
também as terão.
A calibração foi realizada utilizando-se um banho termostático
como padrão de transferência, e um equipamento Fluke BlackStack
(70) utilizando um Pt100 como padrão de temperatura. O BlackStack
também foi utilizado para a medição da tensão Seeback gerada pelos
termopares sendo calibrados.
Os valores medidos dos pontos calibrados para os 4 termopares
são apresentados nas tabelas A.2 a A.5.
O polinômio de segundo grau que melhor representa o compor-
tamento médio dos três termopares do mesmo rolo é apresentado na
equação A.1.
T = (−0,4518 · (V
termop
)
2
) + (25,229 · V
termop
) + 0,5558 (A.1)
Onde:
T = temperatura em
o
C;
sitório acelerado, erros de zero e de ganho pouco influenciam nos resultados
150
V
termop
= tensão do termopar em mV.
Os gráficos com os pontos obtidos pela calibração juntamente
com o polinômio de segundo grau que melhor representa o comporta-
mento médio dos três termopares do rolo são apresentados na figura
A.3.
Erro de aderência à curva Obteve-se a curva de calibração que me-
lhor representa o comportamento médio dos três termopares do
mesmo rolo. Para cada termopar, converteu-se o valor médio de
tensão lido em cada ponto calibrado para a temperatura corres-
pondente. Considerou-se o erro de aderência como sendo a di-
ferença entre esta temperatura e a temperatura padrão do ponto.
A repetitividade de cada ponto foi obtida também convertendo o
desvio padrão das tensões lidas dos termopares.
Repetitividade Considerado como sendo o desvio padrão das medi-
ções para cada ponto convertidas para
o
C e expandidas para 95%
de confiabilidade. Por exemplo, para o ponto 20
o
C, obteve-se
uma leitura média de 0,7886 mV e um desvio padrão de 0,0005
mV. Foi calculada a temperatura resultante (através do polinô-
mio de melhor ajuste) para 0,7893 mV e para (0,7886 + 0,0005)
mV. A diferença entre estas temperaturas foi expandida com o
coeficiente t de Student para 3 graus de liberdade e 95% de con-
fiabilidade.
Incerteza do padrão Foi considerada apenas a repetitividade das me-
dições do padrão expandida para 95% de confiabilidade, pois
nessa grandeza está embutida a variabilidade do banho termostá-
tico (padrão de transferência). Como esse padrão é um conjunto
(Pt100 e sistema de medição) calibrado, sua curva de erros é co-
nhecida, e seu erro combinado é de no máximo ±0,007
o
C (70).
Desse modo, foi considerado desprezível frente à variabilidade
do próprio mensurando.
Foi adotado como erro máximo o maior valor entre as somas
algébricas do erro de linearidade e repetitividade, combinado quadrati-
camente com a incerteza do padrão. A tabela A.1 apresenta apenas os
151
resultados de erro máximo de cada termopar calibrado. Esses erros são
apresentados de modo detalhado nas tabelas A.6 a A.9 para cada ter-
mopar calibrado. Para a determinação do erro máximo considerou-se
três parcelas de incerteza: erro de linearidade, repetitividade e incer-
teza do padrão (instabilidade do padrão de transferência).
Tabela A.1: Erro máximo e repetitividade máxima obtidos após a cali-
bração para cada termopar
Termopar Início (I) Meio (M) Fim (F) Outro rolo (O)
Erro
máximo 0,32
o
C 0,29
o
C 0,41
o
C 0,48
o
C
Repetitividade
máxima 0,13
o
C 0,12
o
C 0,19
o
C 0,18
o
C
O erro máximo do termopar O (do rolo separado) obteve um
valor acima dos demais. Isso se deve principalmente à ausência dos
dados da sua calibração na obtenção da melhor curva.
Os erros máximos apresentaram valores da mesma ordem de
grandeza, muito próximos uns dos outros, o que comprova a suposi-
ção de que não havia a necessidade de calibração individual de cada
termopar. A utilização do comportamento médio permitiu as medições
de temperatura interna com incerteza pequena o suficiente para atender
as necessidades do projeto (< 0,5
o
C).
152
Tabela A.2: Pontos de calibração do termopar I (início do rolo)
153
Tabela A.3: Pontos de calibração do termopar M (meio do rolo)
154
Tabela A.4: Pontos de calibração do termopar F (fim do rolo)
155
Tabela A.5: Pontos de calibração do termopar O (outro rolo)
156
Figura A.3: Pontos calibrados e curva (polinômio) de calibração para cada termopar.
157
Tabela A.6: Erro máximo para o termopar I (início do rolo)
Ponto Temp. Tensão Erro Repet. Incerteza Erro
calibr. padrão termop. linear. expan. do máx.
média média (95%) padrão
(
o
C ) (
o
C) (mV) (
o
C) (
o
C) (
o
C) (
o
C)
15 15,12 0,59 0,10 0,01 0,02 0,11
20 20,17 0,79 0,04 0,03 0,01 0,06
30 30,02 1,19 0,02 0,03 0,02 0,05
40 40,02 1,61 0,11 0,01 0,01 0,12
50 50,07 2,03 0,19 0,01 0,01 0,21
60 60,03 2,46 0,06 0,12 0,01 0,19
70 70,02 2,91 0,04 0,03 0,02 0,08
80 80,04 3,36 0,09 0,02 0,02 0,11
90 90,25 3,83 0,17 0,11 0,01 0,28
100 100,18 4,28 0,10 0,13 0,02 0,24
110 109,81 4,74 0,10 0,10 0,03 0,20
125 125,06 5,47 0,11 0,09 0,02 0,20
Máx. 0,19 0,13 0,03 0,28
158
Tabela A.7: Erro máximo para o termopar M (meio do rolo)
Ponto Temp. Tensão Erro Repet. Incerteza Erro
calibr. padrão termop. linear. expan. do máx.
média média (95%) padrão
(
o
C ) (
o
C) (mV) (
o
C) (
o
C) (
o
C) (
o
C)
15 15,10 0,59 0,12 0,03 0,01 0,14
20 20,11 0,79 0,06 0,04 0,04 0,11
30 30,04 1,19 0,02 0,02 0,01 0,04
40 40,01 1,61 0,09 0,02 0,00 0,10
50 50,07 2,03 0,16 0,02 0,01 0,18
60 60,02 2,47 0,04 0,02 0,00 0,06
70 70,01 2,91 0,08 0,04 0,01 0,12
80 80,04 3,36 0,14 0,06 0,02 0,20
90 90,30 3,83 0,13 0,12 0,02 0,25
100 100,17 4,28 0,05 0,12 0,03 0,17
110 109,80 4,73 0,03 0,06 0,02 0,09
125 125,07 5,47 0,17 0,08 0,03 0,25
Máximo 0,17 0,12 0,04 0,25
159
Tabela A.8: Erro máximo para o termopar F (fim do rolo)
Ponto Temp. Tensão Erro Repet. Incerteza Erro
calibr. padrão termop. linear. expan. do máx.
média média (95%) padrão
(
o
C ) (
o
C) (mV) (
o
C) (
o
C) (
o
C) (
o
C)
15 15,09 0,59 0,10 0,01 0,02 0,12
20 20,09 0,79 0,04 0,01 0,03 0,06
30 30,04 1,19 0,01 0,02 0,01 0,04
40 40,01 1,61 0,12 0,01 0,01 0,13
50 50,08 2,03 0,22 0,03 0,01 0,25
60 60,02 2,46 0,08 0,03 0,00 0,11
70 69,99 2,90 0,03 0,04 0,01 0,08
80 80,02 3,35 0,06 0,05 0,04 0,12
90 90,28 3,82 0,13 0,13 0,02 0,26
100 100,16 4,28 0,11 0,19 0,05 0,31
110 109,78 4,73 0,03 0,17 0,05 0,21
125 125,08 5,47 0,13 0,17 0,08 0,30
Máximo 0,22 0,19 0,08 0,31
160
Tabela A.9: Erro máximo para o termopar O (outro rolo)
Ponto Temp. Tensão Erro Repet. Incerteza Erro
calibr. padrão termop. linear. expan. do máx.
média média (95%) padrão
(
o
C ) (
o
C) (mV) (
o
C) (
o
C) (
o
C) (
o
C)
15 15,06 0,59 0,16 0,02 0,01 0,17
20 20,06 0,79 0,07 0,01 0,02 0,08
30 30,06 1,19 0,04 0,01 0,01 0,05
40 40,01 1,60 0,17 0,04 0,02 0,20
50 50,07 2,02 0,30 0,02 0,00 0,31
60 60,02 2,46 0,14 0,02 0,01 0,16
70 69,98 2,90 0,15 0,02 0,02 0,17
80 80,04 3,34 0,18 0,07 0,02 0,25
90 90,23 3,81 0,04 0,18 0,04 0,23
100 100,12 4,27 0,08 0,12 0,08 0,21
110 109,78 4,73 0,11 0,09 0,02 0,20
125 125,08 5,46 0,29 0,09 0,05 0,39
Máximo 0,30 0,18 0,08 0,39
161
APÊNDICE B -- CALIBRAÇÃO DO SISTEMA DE MEDIÇÃO
DE RESISTÊNCIA
A fim de diminuir as incertezas do sistema de medição de re-
sistência, foi realizada a calibração dos dois subsistemas: medição de
tensão e medição de corrente.
Para determinação do erro máximo de cada subsistema, foram
realizadas 10 medições em 4 pontos da faixa. Com a média dos va-
lores lidos, foi traçada a melhor reta pelo método dos mínimos qua-
drados através desses pontos. Considerou-se como erro de linearidade
do sistema de medição, a maior distância entre a melhor reta e as mé-
dias dos pontos obtidos. Considerou-se como repetitividade, o maior
desvio padrão dos pontos medidos, expandido com o coeficiente t de
Student para 95% de confiança para uma distribuição normal bicaudal
com 9 graus de liberdade (t = 2,26). Ambos convertidos para a unidade
do mensurando. O erro máximo foi determinado como sendo a soma
algébrica dos erros de linearidade e repetitividade. Não entraram nos
cálculos as incertezas do padrão de calibração por serem insignifican-
tes.
Os padrões de transferência (tensão e corrente) foram gerados
utilizando um multicalibrador Fluke 5502A (figura B.1(a)) As medi-
ções de tensão foram realizadas utilizando um multímetro Fluke 8505A
de 8 e 1/2 dígitos, figura B.1(a).
A tabela B.1 apresenta de forma resumida as incertezas do mul-
tímetro 8505A para as faixas utilizadas para medições realizadas em
até 1 ano da última calibração e para variações de temperatura de T
cal
(temperatura em que foi calibrado) ±5
o
C (71).
162
Tabela B.1: Resumo das incertezas para medição de tensão e corrente
C.C. nas faixas utilizadas
Faixa µV/V do valor µV/V da faixa
medido de medição
200 V 5,5 0,2
– – –
µA/A do valor µA/A da faixa
medido de medição
2 A 225 8
20 A 500 20
(a) Multímetro Fluke 8505A (b) Multicalibrador Fluke 5502A
Figura B.1: Instrumentos utilizados para calibração do SM de resistên-
cia.
163
B.1 SM de tensão
A faixa de medição do sistema de medição de tensão é de -100
V a +100 V. Como na prática a tensão C.C. será aplicada no compres-
sor sempre positivamente, a calibração foi realizada assimetricamente.
A parcela alternada da tensão possui um pico máximo de 10 V devido
à ação do filtro. Então, a tensão lida pelo SM de tensão será predomi-
nantemente positiva.
Tabela B.2: Resumo dos erros para a calibração do sistema de medição
de tensão.
Ponto Média Desv.Pad. Erro Repet. Erro máx
Calibr. DAQ DAQ Linear. 95% (Lin.+ Re)
(V) (V) (V) (V) (V) (V)
-30 -3,0049 0,0001 0,0054 0,0025
0 -0,0450 0,0001 0,0071 0,0016
+30 +2,9170 0,0000 0,0011 0,0008
+70 +6,8650 0,0000 0,0020 0,0007
Máx. 0,0071 0,0025 0,0096
A equação da melhor reta para o sinal de tensão é mostrada na
equação B.1. Embora o ganho projetado inicialmente fosse de 10, a
combinação do valor real do divisor resistivo, do erro de atenuação do
divisor, dos erros por casamento de impedância e, principalmente, do
erro de ganho do amplificador isolador, o ganho final foi de 10,131.
V = (10,131 · V
daq
) + 0,4485 (B.1)
Onde:
V: mensurando (tensão em volt);
V
daq
: tensão lida na placa de aquisição (em volt).
A tabela B.3 apresenta os pontos medidos para a calibração do
sistema de tensão.
164
Tabela B.3: Medições da calibração do SM de tensão.
Faixa (-30 V) (-30 V) (0 V) (0 V) (+30V) (+30V) (+70 V) (+70 V)
Padrao Tensão Padrao Tensão Padrao Tensão Padrao Tensão
DAQ DAQ DAQ DAQ
Ponto 1 -29,99976 -3,00497 0,00000 -0,04500 30,00001 2,91704 70,00026 6,86506
Ponto 2 -29,99975 -3,00486 0,00000 -0,04497 30,00001 2,91705 70,00027 6,86508
Ponto 3 -29,99975 -3,00478 0,00000 -0,04491 30,00000 2,91706 70,00026 6,86510
Ponto 4 -29,99974 -3,00498 0,00000 -0,04499 30,00001 2,91702 70,00024 6,86502
Ponto 5 -29,99975 -3,00490 0,00000 -0,04494 30,00001 2,91709 70,00025 6,86500
Ponto 6 -29,99974 -3,00490 0,00000 -0,04495 30,00001 2,91708 70,00026 6,86505
Ponto 7 -29,99976 -3,00488 0,00000 -0,04491 30,00000 2,91706 70,00025 6,86502
Ponto 8 -29,99977 -3,00501 0,00000 -0,04490 30,00000 2,91696 70,00026 6,86502
Ponto 9 -29,99975 -3,00515 0,00000 -0,04514 30,00001 2,91705 70,00024 6,86505
Ponto 10 -29,99975 -3,00482 0,00000 -0,04500 30,00000 2,91702 70,00025 6,86506
Média -29,99975 -3,00493 0,00000 -0,04497 30,00001 2,91704 70,00025 6,86505
Desvio 0,00001 0,00011 0,00000 0,00007 0,00001 0,00004 0,00001 0,00003
166
B.2 SM de corrente faixa de 5 A
A faixa de medição do sistema de medição de corrente é de -5 A
a +5 A. Da mesma forma a calibração foi realizada assimetricamente.
Tabela B.4: Resumo dos erros para a calibração do sistema de medição
de corrente (faixa de 5 A).
Ponto Média Desv.Pad. Erro Repet. Erro máx
Calibr. DAQ DAQ Linear. 95% (Lin.+ Re)
(A) (V) (V) (A) (A) (A)
-2 -3,96973 0,00000 0,00015 0,00000
0 +0,01465 0,00000 0,00024 0,00000
+2 +4,00077 0,00025 0,00018 0,00028
+4 +7,98855 0,00003 0,00023 0,00003
Máximo 0,00024 0,00028 0,00052
A equação da melhor reta para o sinal de corrente para essa faixa
é mostrada na equação B.2. A combinação do ganho do transdutor, dos
erros por casamento de impedância, e do valor nominal do resistor,
resultaram no ganho de 0,5021, muito próximo do idealizado.
A = (0, 5021·V
daq
) − 0,0076 (B.2)
Onde:
A: mensurando (corrente em ampère);
V
daq
: tensão lida na placa de aquisição (em volt).
167
Tabela B.5: Medições da calibração do SM de corrente (faixa de 5 A).
Faixa (-2 A) (-2 A) (0 A) (0 A) (2 A) (2 A) (4 A) (4 A)
Padrao Tensao Padrao Tensao Padrao Tensao Padrao Tensao
DAQ (V) DAQ (V) DAQ (V) DAQ (V)
Ponto 1 -2,000952 -3,969727 0,000000 0,014649 2,000999 4,000352 4,003681 7,988493
Ponto 2 -2,000949 -3,969726 0,000000 0,014650 2,001002 4,000483 4,003682 7,988535
Ponto 3 -2,000973 -3,969726 0,000000 0,014649 2,001012 4,000728 4,003676 7,988509
Ponto 4 -2,000950 -3,969726 0,000000 0,014649 2,001007 4,000886 4,003664 7,988567
Ponto 5 -2,000947 -3,969727 0,000000 0,014651 2,000994 4,000899 4,003669 7,988551
Ponto 6 -2,000949 -3,969726 0,000000 0,014651 2,000995 4,000649 4,003677 7,988538
Ponto 7 -2,000950 -3,969726 0,000000 0,014649 2,000993 4,001128 4,003685 7,988577
Ponto 8 -2,000955 -3,969726 0,000000 0,014649 2,001006 4,000646 4,003682 7,988557
Ponto 9 -2,000955 -3,969726 0,000000 0,014649 2,001010 4,000803 4,003670 7,988555
Ponto 10 -2,000954 -3,969726 0,000000 0,014649 2,001012 4,001080 4,003687 7,988581
Média -2,000953 -3,969726 0,000000 0,014650 2,001003 4,000765 4,003677 7,988546
Desvio 0,000007 0,000000 0,000000 0,000001 0,000007 0,000246 0,000008 0,000028
168
Figura B.4: Pontos calibrados para o SM de corrente (faixa de 5 A).
A figura B.4 apresenta a curva de calibração para o SM de cor-
rente. Na figura B.5 uma aproximação do ponto 0 V que apresenta o
maior erro de linearidade juntamente com ± Repetitividade.
Figura B.5: Detalhe para o ponto zero (faixa de 5 A).
169
B.3 SM de corrente faixa de 18 A
Tabela B.6: Resumo dos erros para a calibração do sistema de medição
de corrente (faixa de 18 A)
Ponto Média Desv.Pad. Erro Repet. Erro máx
Calibr. DAQ DAQ Linear. 95% (Lin.+ Re)
(A) (V) (V) (A) (A) (A)
-5 -2,4854 0,0000 0,0027 0,0000
0 +0,0051 0,0000 0,0037 0,0002
+5 +2,5000 0,0000 0,0011 0,0001
+10 +4,9955 0,0002 0,0022 0,0011
Máx. 0,0037 0,0011 0,0048
A equação da melhor reta para o sinal de corrente para essa faixa
é mostrada na equação B.3.
A = (2, 007·V
daq
) − 0,0139 (B.3)
Onde:
A: mensurando (corrente em ampère);
V
daq
: tensão lida na placa de aquisição (em volt).
A figura B.6 apresenta a curva de calibração para o SM de cor-
rente. Na figura B.7 uma aproximação do ponto 0 V que apresenta o
maior erro de linearidade juntamente com ± Repetitividade.
170
Tabela B.7: Medições da calibração do SM de tensão(faixa de 18 A).
Faixa (-5 A) (-5 A) (0 A) (0 A) (+5 A) (+5 A) (+10 A) (+10 A)
Padrao Tensao Padrao Tensao Padrao Tensao Padrao Tensao
DAQ (V) DAQ (V) DAQ (V) DAQ (V)
Ponto 1 -5,004681 -2,485352 0,000000 0,005071 5,004665 2,499935 10,00984 4,995224
Ponto 2 -5,004671 -2,485352 0,000000 0,005081 5,004666 2,499962 10,00985 4,995301
Ponto 3 -5,004673 -2,485352 0,000000 0,005061 5,004652 2,499975 10,00986 4,995310
Ponto 4 -5,004685 -2,485352 0,000000 0,005152 5,004677 2,499980 10,00987 4,995362
Ponto 5 -5,004688 -2,485351 0,000000 0,005073 5,004675 2,499989 10,00988 4,995471
Ponto 6 -5,004691 -2,485352 0,000000 0,005074 5,004669 2,499986 10,00989 4,995501
Ponto 7 -5,004693 -2,485352 0,000000 0,005094 5,004683 2,499991 10,00991 4,995573
Ponto 8 -5,004702 -2,485352 0,000000 0,005142 5,004677 2,499993 10,00991 4,995718
Ponto 9 -5,004713 -2,485352 0,000000 0,005179 5,004669 2,499993 10,00994 4,995821
Ponto 10 -5,004687 -2,485351 0,000000 0,005137 5,004678 2,499997 10,00994 4,995978
Média -5,004688 -2,485352 0,000000 0,005106 5,004671 2,499980 10,00989 4,995526
Desvio 0,000013 0,000000 0,000000 0,000042 0,000009 0,000019 0,00004 0,000247
171
Figura B.6: Pontos calibrados para o SM de corrente (faixa de 18 A).
Figura B.7: Detalhe para o ponto zero (faixa de 18 A).
172
B.4 Incertezas devidas ao tempo de aquisição
Figura B.8: Ilustração do erro proveniente de medição de ciclos não
inteiros em uma senóide de valor médio zero.
A média dos valores descritos por uma senóide é o valor CC
associado a ela, quando o intervalo do qual se calculou a média é um
múltiplo inteiro do período dessa onda. Para simular o erro proveni-
ente da aquisição de períodos não inteiros (figura B.8), foi utilizada a
equação B.4, adaptada de (4).
V
cc
=
2
N
·
N−1
∑
n=0
10sen
n · 360 · π
N
+
n · π
2 · k · N
· 0,5 ·
1 − cos
n · 2 · π
N
(B.4)
Onde:
V
cc
: é o erro da média (0 quando o período é múltiplo inteiro)
N : número de pontos do intervalo 50.000 (tempo total de amostragem
dividido pela freqüência de amostragem)
n : índice do ponto simulado (0,1,2,3... 49.999)
k : divisor de π/2 (k=1 → ângulo=π/2; k=2 → ângulo=π/4; ... )
Foi considerada uma freqüência de amostragem de 50 kHz e
um período amostrado de 1 s. Os resultados são apresentados na ta-
bela B.8. É possível perceber que apenas erros provenientes de ângu-
los maiores ou iguais a 45
o
, e com janelamento retangular, possuem
influência considerável. A utilização da técnica de janelamento de
Hanning permite que, mesmo com a aquisição de um semiciclo inteiro
(180
o
), o erro resultante não interfira nos resultados.
Tabela B.8: Erros devidos à aquisição de um período não múltiplo
inteiro da freqüência fundamental.
k Ângulo do Erro Erro
erro de janelamento janelamento
aquisição retangular Hanning
+/- (V) +/- (V)
0,5 180
o
1,8E-02 5,4E-07
1 90
o
8,7E-03 2,7E-07
2 45
o
2,5E-03 8,0E-08
3 30
o
1,1E-03 3,6E-08
5 18
o
4,0E-04 1,3E-08
10 9
o
9,3E-05 3,4E-09
18 5
o
2,5E-05 1,0E-09
30 3
o
6,9E-06 3,7E-10
45 2
o
1,9E-06 1,7E-10
A fonte utilizada para alimentar o compressor (42) possui incer-
teza na freqüência de alimentação de ±(0,01%
1
+ 0,01) Hz. Para o
pior caso (60 Hz) o erro máximo será de 0,016 Hz. Se uma onda se-
noidal de 60,016 Hz for amostrada durante 1 s, isso significa amostrar
260 µs do início do período seguinte, equivalente a um ângulo de 6
o
.
Considerando-se, também, a incerteza no tempo total de amostragem
provocado pela placa de aquisição como sendo 2 períodos de amos-
tragem (a 50 kHz), obtém-se 40 µs de erro, equivalento a um ângulo
inferior a 1
o
.
A combinação dessas duas parcelas limitou-se em 7
o
, represen-
tando erros, em tensão, inferiores a 90 µV (janelamento retangular
com 9
o
). Dessa forma, foi utilizado o janelamento retangular na aqui-
sição de dados neste trabalho.
Realizando análise semelhante para a corrente, os erros seriam
ainda inferiores a 90 µA, pois a amplitude máxima da senóide é de
1
Da freqüência utilizada
174
8,4 A (pior caso).
175
APÊNDICE C -- ENSAIOS COM COMPRESSOR A VAZIO
UTILIZANDO FONTE COMERCIAL
C.1 Ensaios com transitório natural
176
Figura C.1: Transitório natural com compressor a vazio, modelo D –
ensaio 1.
177
Figura C.2: Transitório natural com compressor a vazio, modelo D –
ensaio 2.
C.2 Ensaios com transitório acelerado
Nos gráficos das figuras C.3 e C.4, não houve sobretemperatura
da bobina, o setpoint inicial foi a própria temperatura esperada de es-
tabilização.
Já nos gráficos das figuras C.5 e C.6 foi determinada uma so-
bretemperatura de 10
o
C na bobina, e não houve etapa de aquecimento
intermediário.
Finalmente nos gráficos das figuras C.7 e C.8 foi testado o pro-
cedimento com sobretemperatura inicial de +15
o
C e sobretemperatura
intermediária de +7
o
C. Na figura C.7 não há sinal da temperatura da
bobina medida pela resistência utilizando o sistema de medição desen-
volvido, apenas a temperatura medida pelo termopar.
179
Figura C.3: Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 1
180
Figura C.4: Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 2
181
Figura C.5: Transitório acelerado com compressor a vazio., modelo D
– ensaio 3
182
Figura C.6: Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 4
183
Figura C.7: Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 5
184
Figura C.8: Transitório acelerado com compressor a vazio, modelo D
– ensaio 6
185
APÊNDICE D -- ENSAIOS COM COMPRESSORES NA
BANCADA DE PARTIDA E TOMBAMENTO
Compressor B
Figura D.1: Transitório natural na bancada de partida e tombamento,
modelo B.
186
Figura D.2: Transitório acelerado na bancada de partida e tombamento,
modelo B – ensaio 1.
Figura D.3: Transitório acelerado na bancada de partida e tombamento,
modelo B – ensaio 2.
187
Compressor D
Figura D.4: Transitório natural na bancada de partida e tombamento,
modelo D.
Figura D.5: Transitório acelerado na bancada de partida e tombamento,
modelo D – ensaio 1.
188
Figura D.6: Transitório acelerado na bancada de partida e tombamento,
modelo D – ensaio 2.
Compressor G
Figura D.7: Transitório natural na bancada de partida e tombamento,
modelo G.
Figura D.8: Transitório acelerado na bancada de partida e tombamento,
modelo G.
190
191
APÊNDICE E -- ENSAIOS COM COMPRESSORES NA
BANCADA DE DESEMPENHO
E.1 Antes dos ajustes dos controladores
Figura E.1: Compressor I com transitório natural e controle da tempe-
ratura por termopar - ensaio na bancada de desempenho.
192
Figura E.2: Compressor I com transitório acelerado e controle da tem-
peratura por termopar - ensaio na bancada de desempenho.
Figura E.3: Compressor K com transitório natural e controle da tem-
peratura por termopar - ensaio na bancada de desempenho.
193
Figura E.4: Compressor K com transitório acelerado e controle da tem-
peratura por termopar - ensaio na bancada de desempenho.
194
E.2 Com controle pela resistência da bobina
Figura E.5: Compressor I com controle pela medição da resistência;
transitório acelerado na bancada de desempenho - ensaio 1.
Figura E.6: Compressor I com controle pela medição da resistência;
transitório acelerado na bancada de desempenho - ensaio 2.
195
Figura E.7: Compressor K com controle da temperatura pela medição
da resistência; transitório acelerado na bancada de desempenho.
Figura E.8: Compressor J com controle da temperatura pela medição
da resistência; transitório acelerado na bancada de desempenho.
196
E.3 Após ajustes dos controladores
Compressor H com transitório natural
Figura E.9: Compressor H com transitório natural após ajustes da ban-
cada de desempenho - ensaio 1.
Figura E.10: Compressor H com transitório natural após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 2.
197
Compressor H com transitório acelerado
Figura E.11: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 1.
Figura E.12: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 2.
198
Figura E.13: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 3.
Figura E.14: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 4.
199
Figura E.15: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 5.
Figura E.16: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 6.
200
Figura E.17: Compressor H com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 7.
201
Compressor I com transitório natural
Figura E.18: Compressor I com transitório natural após ajustes da ban-
cada de desempenho - ensaio 1.
Figura E.19: Compressor I com transitório natural após ajustes da ban-
cada de desempenho - ensaio 2.
Compressor I com transitório acelerado
Figura E.20: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 1.
Figura E.21: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 2.
203
Figura E.22: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 3.
Figura E.23: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 4.
204
Figura E.24: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 5.
Figura E.25: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 6.
205
Figura E.26: Compressor I com transitório acelerado após ajustes da
bancada de desempenho - ensaio 7.
206
207
APÊNDICE F -- ENSAIOS COM COMPRESSORES A VAZIO
COM DISPOSITIVO ADICIONADOR DE CC
Todos os ensaios realizados neste anexo foram realizados com
os compressores ligados sem carga e fora de um sistema de refrigera-
ção. Os ensaios de transitório acelerado foram realizados utilizando o
dispositivo adicinoador de CC desenvolvido neste trabalho, bem como
o sistema de medição de resistência também desenvolvido.
F.1 Compressor D
Ensaios com transitório natural
Figura F.1: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 1.
208
Figura F.2: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 2.
Figura F.3: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 3.
209
Ensaios com transitório acelerado
Figura F.4: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 1.
Figura F.5: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 2.
210
Figura F.6: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 3.
Figura F.7: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 4.
211
Figura F.8: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 5.
Figura F.9: Compressor D utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 6.
212
F.2 Compressor F
Ensaios com transitório natural
Figura F.10: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 1.
Figura F.11: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 2.
213
Figura F.12: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 3.
214
Ensaios com transitório acelerado
Figura F.13: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 1.
Figura F.14: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 2.
215
Figura F.15: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 3.
Figura F.16: Compressor F utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 4.
216
F.3 Compressor G
Ensaios com transitório natural
Figura F.17: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 1.
Figura F.18: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 2.
217
Figura F.19: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
natural - 3.
Ensaios com transitório acelerado
Figura F.20: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 1.
Figura F.21: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 2.
219
Figura F.22: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 3.
Figura F.23: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 4.
220
Figura F.24: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 5.
Figura F.25: Compressor G utilizando fonte desenvolvida, transitório
acelerado - 6.
221
APÊNDICE G -- COMPRESSORES UTILIZADOS
222
Tabela G.1: Características dos compressores utilizados.
Modelo Tensão Corrente Potência Resist. Disp. Tipo de Capacitor Capacid. Tipo
ativa bobina partida Motor refrig. fluido
(V) (A) (W) princ. (Ω) (W)
A 220 1,03 153 10,4 RELÉ RSIR/ Part. 224 R134a
CSIR
B 220 0,49 68 39,1 RELÉ RSIR Não 59 R134a
D 220 0,87 100 20,5 RELÉ RSIR/ Part. 97 R134a
CSIR
F 220 0,56 127 14,1 PTC RSCR Func. 176 R134a
G 115 1,19 126 3,8 PTC RSCR Func. 205 R134a
H 220 0,47 102 18,35 TSD RSCR Func. 152 R600a
I 220 0,51 111 18,35 TSD RSCR Func. 164 R600a
J 220 0,45 99 19,6 PTC RSCR Func. 127 R600a
K 220 0,38 83 26,85 PTC RSCR Func. 102 R600a
223
ANEXO A -- TABELA DE TRANSFORMADAS S E Z
Livros Grátis
( http://www.livrosgratis.com.br )
Milhares de Livros para Download:
Baixar livros de Administração
Baixar livros de Agronomia
Baixar livros de Arquitetura
Baixar livros de Artes
Baixar livros de Astronomia
Baixar livros de Biologia Geral
Baixar livros de Ciência da Computação
Baixar livros de Ciência da Informação
Baixar livros de Ciência Política
Baixar livros de Ciências da Saúde
Baixar livros de Comunicação
Baixar livros do Conselho Nacional de Educação - CNE
Baixar livros de Defesa civil
Baixar livros de Direito
Baixar livros de Direitos humanos
Baixar livros de Economia
Baixar livros de Economia Doméstica
Baixar livros de Educação
Baixar livros de Educação - Trânsito
Baixar livros de Educação Física
Baixar livros de Engenharia Aeroespacial
Baixar livros de Farmácia
Baixar livros de Filosofia
Baixar livros de Física
Baixar livros de Geociências
Baixar livros de Geografia
Baixar livros de História
Baixar livros de Línguas
Baixar livros de Literatura
Baixar livros de Literatura de Cordel
Baixar livros de Literatura Infantil
Baixar livros de Matemática
Baixar livros de Medicina
Baixar livros de Medicina Veterinária
Baixar livros de Meio Ambiente
Baixar livros de Meteorologia
Baixar Monografias e TCC
Baixar livros Multidisciplinar
Baixar livros de Música
Baixar livros de Psicologia
Baixar livros de Química
Baixar livros de Saúde Coletiva
Baixar livros de Serviço Social
Baixar livros de Sociologia
Baixar livros de Teologia
Baixar livros de Trabalho
Baixar livros de Turismo
