GERADOR SINCRONO DE ÍMÃ PERMANENTE PMSG parte 1

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GERADOR SINCRONO DE ÍMÃ PERMANENTE PMSG
GERADOR SINCRONOS A IMAS PERMANENTES APLICADOS A AEROGERADORES: MODELAGEM, OBTENÇÃO DEPARAMETROS E VALIDAÇÃO LABORATORIAL
1.2 Contextualização e motivação
Os geradores que utilizam PMSGs são construídos com elevado numero de polos, fato este que garante um bom desempenho em baixas velocidade e, por consequencia, a eliminação da caixa multiplicadora de velocidades. Como consequencia, há menos partes móveis, o que implica em maior confiabilidade e menos manutenção, sejam preventivas ou corretivas, o que é vantajoso tanto na economina de insumos e de mão de obra quanto na redução do tepo fora de operação. Outro aspecto inerente á utilização de ímas permanentes consiste na possibilidade de fabricação de geradores mais leves e compactos.
Por sua vez, como toda a energia elétrica nos PMSGs é gerada a uma frequencia variável, proporcional á velocidade mecânica da turbina, é necessário um conversor que comporte toda a potencia de saída (full power converter – FPC). Embora tais componentes sejam mais caros e apresentem maiores perdas elétrica suqe os conversores parciais utilizados em um DFIG (que conectam apenas o rotor á rede), destaca -se que a utilização de um FPC proporciona um desacoplamento completo em relação a rede, garantindo uma menor sensibilidade do sistema de geração a distúrbios na rede externa ao parque eólico.
Outra desvantagem de aerogeradores baseados em PMSGs consiste no custo de fabricação da maquina síncrona. Alem da necessidade de manter um entreferro entre estator e rotor pequeno mesmo com maquinas de vários metros de diâmetro, imas de terras raras possuem grande volatilidade de preço, além de alguns elementos serem altamente susceptíveis a corrosão ou sensíveis ao calor, com possibilidade de perda permanente do campo magnético ou ainda reversão de polaridade.
Apesar de ainda não haver consenso sobre qual configuração (DFIG ou PMSG) possui a melhro eficiência qunado considerada toda a região de operação de um aerogerador, nota – se uma crecente evolução na fabricação dos PMSGs, bem como na quantidade de fabricantes que empregam taltecnologia. È especialemtne notável a utilização destes sistemas em instalações offshore (além da costa marítima), nos quais os ganhos na eficiência da geração e na confiabilidade mecânica consistem pontos críticos, já que aguas turbulentas e altas velocidades do vento podem atrasar uma viajem de reparo por dias ou semanas.
ESTUDO E DESENVOLVIMENTO DE GERADOR EÓLICO SINCRONO DE IMAS PERMANENTES COM ESTATOR MODULAR
2.2 SISTEMA DE GERAÇÃO EÓLICA SEM CAIXA DE ENGRENAGENS
Considerando - se que uma das principais características da energia eólica é a impossibilidade de controlar os ventos em intensidade e nem quanto á duração, a aplicação de sistemas de conversão d energia que sejam capazes de operar com velocidade variáveis ´uma alternativa adequada para as características do vento. A caixa de engrenagens é o componente mais critico do sistema de conversão eólica, de modo que o sistema se torna simples e com custos de manutenção reduzido com ua sua eliminação.
Entre os tipos de geradores elétricos que frequentemente são utilizados e estudados para aplicação em sistemas em caixa de engrenagens, destacam- se o gerador síncrono eletricamente excitado, o gerador síncrono de imas permanentes e o gerador de indução duplamente alimentado.
O gerador síncrono de imas permanentes tem como principal vantagem a ausência de excitação externa, como o GSEE. Isso pode aumentar a confiabilidade e a eficiência da maquian, posi elimina as perdas produzidas pelo enrolamento de campo. Alem disso, a utilização de ima permanentes de alto desempenho reduz a massa e o tamanho do gerador, comparado ao GSEE (CHENG;ZHU, 2014). 
A pesar das vantagens apresentadas por esse sistema eólico, a sua aplicação ainda é limitada pelas características dimensionais do gerador. Devido a questões de logística e ás limitações tecnológicas de contrução, atualemtne, para o mercado, não é pratico ter geradores eólicos de imas permanentes com diâmetros maior que 8 metros (SCOTT SEMKEN et al.,2011).
Assim sendo, a proposta de modularização do estator é uma alternativa que pode tornar viável a aplicação desse sistema eólico independentemente das dimençoes do gerador.
MODELO DE DIMENSIONAMENTO DE GERADORES SINCRONOS DE NUMERO DE RANHURAS POR POLO POR FASE FRACIONARIO E ENROLAMENTO DE CAMADA DUPLA COM ÍMAS PERMANENTES DE FERRITE DE SUPERFÍCIE
2. FUNDAMENTAÇÃO TEORICA
2.2 TIPOS DE GERADORS DE TURBINAS EÓLICAS
Gerador síncrono de imas permanentes (permanente magnet synchonous generator - PMSG), por possuir velocidade variável que é próxima á rotação das pas, esse gerador isenta a presença de gearbox no sistema, bem como ouso de anéis de deslizamento e escovas, agentes causadores de intensa manutenção e elevados custos. Igualmente aos DFIGs, os PMSG permite o controle desacoplado das potencias ativa e reativa. Esses geradores tem melhor papel em turbinas e baixas potencias, “isso por que em baixas velocidades de rotação associado com alto conjugado demanda um grnade diâmetro para implementação de uma grande quantidade de polos e que resulta, também, em um aumento da massa e consequenctimente do peso.
Esse trabalho objetiva desenvolver um modelo para dimensionamento de um gerador síncrono a imas permanentes (PMSG) para uma turbina eólica classificada como de baixa velocidade (até 500kw). Atender a sistemas isolados da rede, isto é, prover energia elétrica a cargar próximas a sua geração. Trifásica e resistiva na sua essência (fator de potencia unitário), com seu estator conectado em Y (estrela).
Há diversas topologias existentes para u PMSG, com uma gama de possibilidades tanto para a escolha dos ímãs quanto para o modo como eles são dispostos o equipamento; do enrolamento do estator; do numero de ranhuras e polos do equipamento e se o próprio terá seu rotor estruturado internamente ou externamente. Cada escolha realizada pelo projetista contribuirá na confecção de diferentes perfis com desempenho distintos de operação. Potanto, todas essas ações de tomada de dicisão deverão ter respaldo na literarua, serem devidamente justificativas e visar, também, a aplicação de destino da elaboração do projeto.
2.3 PROJETO DE PMSG: PALNEJAMENTO E JUSTIFICATIVAS
2.3.1 numero de fases, ranhuras e polos
Por saber o sistema elétrico de potencia (SEP) no Brasil é tradicionalemtne trifásico alternado, a escolha do numero de fases da maquina, m, não poderia ser outro, senão 3 (m=3). As conexões dos enrolamentos trifásicos do tipo estrela (ou Y) e delta (Δ), consagradas na engenharia elétrica, possuem excelentes características de partida, ofertam opções de tensões monofásicas e bifásicas, além de imprimir á maquina uma rotação suave em qualquer direção com uma baixa ondulação de torque.
Já para a determinação do numero de ranhuras (S) e polos, P, (=2p), por sua vez, de acordo com Hendershot e Miller (2010) não pode ser feita separadamente, pois a relação S/2p possui uma importância profunda não apenas no layout dos enrolamentos do estator, mas também nos harmônicos espaciais, na distribuição resultante de corrente/ condutor, que, por conseguinte impacta em perdas por correntes parasitas, necessitando que o estator seja laminado para contê – las. Analisando somente o numero de polos e tomando a aplicação a qual se destina esse projeto, conclui – se como fatídico o descarte da adoção de uma quantidade pequena de polos, uma vez que a velocidade de rotação da turbina eólica é baixa, conceito este desprendido da equação 6: nm = 120f/P.
2.3.2 Rotor interno ou rotor externo, fluxo radial ou fluxo axial
Uma outra decisão a ser analisada no projeto é estabelecer se o rotor da maquina terá o arranjo interno ou externo. Ferreira (2011) atesta em seu trabalho que maquinas de rotr externo favorecem o espaço disponível para a acomodação da estrutura multipolar e que forças centrípetas exercem uma pressão sobre os imas permanentes, tornando sua separação mais improvável. Todavia, Kolzer (2017), argumentaque as PMSM com rotores externos apresentam sérias dificuldades no escoamento do fluxo de calor gerado internamente, sendo assim, imprescindível o acolhimento a sistemas de arrefecimento forçado, o que aumentaria os custos de manufaturas da maquina. Nas PMSM de rotr interno, por vezes, o emprego destes sistemas é disponível, (HENDERSHOT; MILLER,2010).
Agora com relação ao fluxo ser radial ou axial a direção de magnetização dos ímãs é que determinará essa topologia, podendo “ proporcionar diferenças entre tamanho potencia e eficiência considerando potencia equivalente com orientação de fluxo diferente” (MAIA,2011). Nas PMSM de fluxo radial, o fluxo magnético percorre uma direção perpendicular ao sentido de rotação do rotr (HENDERSHOT; MILLER,2010) e são fáceis e baratas de se construírem. Por outro lado, as PMSM de fluxo axial (também chamadas de maquinas tipo disco) a direção de propagação do fluxo magnético é paralela ao sentido de rotação do rotor, possuem entreferros planares que podem ser ajustados, ação que não encontra correspodencia na topologia de fluxo radial.
Há diversas opções de maquians com fluxo radial, tais como (HENDERSHOT;MILLER, 2010):
1) Maquina com rotor interno de íma permanente montados em superfície. Figura 2.6ª. Possuem simplicidade na sua construção, consequentemente o menor custo; tem seus ímãs apenas colados na superfície do rotor. A propagação do fluxo magnético nas peças magnéticas é radial;
2) Maquina com rotor externo de ímãs permanentes montados em superfície. Figura 2.6.b.
3) Maquina de imas permanentes montados por inserção (incrustados. Figura 2.6.c. Possuem as peças polares alocadas em compartimentos abertos na superfície do rotor. São indicadas para aplicação de alta velocidade, uma vez que suas peças polares encontram – se protegidas da ação de forças excludentes (força centrifugas);
4) Maquinas com imas permentes montados embutidos. Figura 2.6.d. são assim alocados com a finalidade de concentrar fluxo magnético com o objetivo de elevar a densidade magnética noentreferro de forma a atingir valores adequados com ímas de baixa densidade remanente
As maquinas representantes de fluxo axial são, de acordo com MAIA, (2011) ordenadas emfunção da forma construtiva de seus respectivos estatores, podendo ser sem núcleo ferromagnético (‘coreless’), maquina com núcleo de material composto (“Soft Manegtic Composite” – SMC) e maquina com enrolamento toroital (“Torus”):
1) Coreless – o estator dessa maquina é localizada internamente, com seus enrolamentos dispostos entre o entreferro e os ímãs permanentes. Estes, por sua vez, são montados em posição de magnetização invertida, com o Norte de um ímã virado para o Sul do ímã a sua frente, contudo, o entreferro efetivo apresenta – se maior devido á ausência de material ferromagnético, fazendo – se necessário o aumento do volume dos ímãs, o que pode elevar o custo do projeto. Figura 2.7a;
2) Maquna de material composto (SMC) – por apresentar dificuldade de contrução do núcleo do estator que deve ser laminado em direção paralela ao movimento de rotação afim de reduzir suas perdas magnéticas, esse tipo de maquina passou a ser construída com uma nova técnica utilizando - se materiais compostos, como partículas de aço em pó misturadas a outras de propriedades elétricas e magnéticas ideais. Entretanto, a utilização de SMC em produção de larga escala de maquinas elétricas de fluxo axial é um processo ainda em desenvolvimento;
3) Torus – a concepção mais comum dessa maquina se define pela alocação de imãs permanente no dois discos de rotor com ímãs em posição N – N, sendo que os enrolamentos toroidais circundam o estator, que não possui ranhuras. Essa topologia de maquina de fluxo axial apresenta boa ventilação e resfriamento dos enrolamentos do estator e praticamente de armadura e pequena perda de magnetização. Figura 2.7b.
2.33 imas permanentes
Para a seleção dos imas permanentes utilizados na PMSM devem ser considerados aspectos técnicos e econômicos, se for objetivo do projetista tornar seu equipamento competitivo no mercado. Pode ocorrer de alguma variável de dimensão dos magnetos – como sua espessura, comprimento ou largura – ser prefixada na seção “opções iniciais” do projeto, o que impede um controle restritivo no preço do material ativo total dessas peças polares, devido a uma relação de causa e efeito com as variáveis magnéticas envolvidas nessa intervenção.Do ponto de vista técnico, a preocupação desmagnetizantes procedentes da interação com o campo magnético produzido pelo estator e da ação da temperatura que liquida a propriedade de magnetismo residual nos espécimes. Para a avaliação da possibilidade de desmagnetização resultante da relação com o rotor, analisa – se a curva BH do ímã (Apendice A), alocando sua reta de carga com alto coeficiente angular, isto é, com elevado coeficiente de permeância (PC), que garante que o ponto de operação esteja longe do joelho de danos irreversíveis.
Já para a ação maléfica do calor sobre a atuação dos ímãs permanentes registra – se que nesse trabalho não será realizado o submodelo térmico do projeto, responsável por mapear gradientes de temperatura intensas, gerados pelo equipamento no processo de conversão. Contudo, se escolherá uma topologia dentre as propícias a eliminação do calor interno, para que o ambiente na câmara interna do equipamento não ofereça perigo aos magnetos (Toperação < Tcurrie). Porem é importante mencionar que a temperatura interna pode ser também um parâmetro de desempenho a ser prefixado ou otimizado na elaboração do projeto como bem planejaram Kolzer, (2017) e veiga,(2011).
HEndershot e Miller(1994), consideram um caminho fechado para o fluxo magnético que saide um ímã polarizado positivamente, avança no entreferro, atingindo o estator – e suas bobinas – ao interiorizar – se no dente mais próximo, sai por um outro dente, passando mais uma vez pelo entreferro até encontrar o ima polarizado negativamente aprofundando – se no rotor e encontrando a referencia inical (íma plarizado positivamente), contornando pelo caminho mais curto, como ilustrado na figura 2.8.a. há ainda um putro fluxo criado pelas eventuais linhas magnéticas que “vazam” e não percorrem o trajeto acima descrito, são conhecidas como fluxo disperso.
Equivalendo o caminho de fluxo para um circuito magnético mostrado na figura 2.8b. nota – se que há um fluxo principal, φP, e fluxo disperso, φDP, uma permeancia de dispersão, PDP, em paralelo com a permeancia interna do magneto, Pm, a força magneto motriz, MMF da armadura devido a corrente de fase que circula na bobina é mostrado como uma fonte em serie (que inicialmente será considerada não atuante nessa análise) com a relutancia do entreferro.
Não é sempre que fluxo de disperção é pequeno a ponto de ser desconsiderado, o coeficiente de permeancia, PC, dependerá diretamente do comprimento dos magnetos Lm, e da area do entreferro, Ag e de forma inversa com o comprimento do entreferro, g e da area dos magnetos Am. Mas, se o comprimento dos imas forem estabelecidos como parãmetro fixo no planejamento da maquina, percebe -se pela equação 13 que o coeficiente de permeancia dependerá de um numero menor de variaveis nessa condição imposta. Em muitos casos isso acontece porque se deseja um entreferro pequeno, o que acaba por limitar alguma variavel de dimensão das peças polares.
Os AlNiCo’s possuem baixa força coercitiva, o que os colocam em serio risco de desmagnetização, considerando que não são os mais baratos. Os ímãs a base de SmCo estão no topo de maior valor no mercado, todavia, mesmo sob=frendo oscilaçoes constantes de preço (ocasionadas pela política mercantil externa chinesa), os ímas permanentes de NdFeB ainda conseguem estar em menor nível que os de SmCo, portanto, o critério terminal dessacomparação recai sobre qual deles possui maior produto energético, ganhando nesse quesito o ímã de NdFeb. Por sua vez, os pimãs de NdFeb possuem maior intensidade de campo, mas o ponto de oeração termico não é alto, são metalicos e imprimem por esta razãoperdasenergeticas para todo o sistema.
Como se nota, independente do criterio e questao, a escolha dos ímas permanentes para uma PMSM não é facil. O projetista deve considerar aspectos tecnicos e inevitavelmente analisar parametros de ordem economica e de conveniencia pratica. Há de se verificar, tambem, que todos os magnetos adquiridos para contrução de polos da maquina estarão em condiçoes d equidade nas suas propriedades magneticas, pois em caso negativo, um tendo mais densidade magnetica que o outro, por exemplo, acentuar – se á efeitos nocivos de desequilibrio magnetico que acarretam em vibraçoes mecanicas no equipamento como será descrito a seguir.
2.3.4 Torque oscilatório – Cogging
A escolha do numero de polos e do numero de ranhuras pelo projetista pode intensificar a condiçãode trepidação do equipamento. Isso porque qunado a relação numero de ranhuras/numero de polos for par, cada ímã do rotr tera alinhamento perfeito de seus eixos magneticos com os dentes do estator, constituido dematerial ferromagnetico; essa atração tem como consequencia o cogging e oferece resistencia ao deslocamento angular do rotor (CONCER,2008). È um torque que não contribui com o torque médio de carga, entretanto, tem sua amplitude somada ao torque de carga, deformando – o em ondulação (KOLZER,2017).
Assim, este é um ponto do projeto que deve ser enfrentado para evitar problemas de desacoplamnto do rotr com o eixo da turbina, especialmente sabendo que a aplicação em questão se dá em alturas, condição totalmente desfavoravel para acesso á manutenção corretiva.
Existem meios de lidar com o problema e a adoção desta ou aquela ferramenta mais uma vez é atribuição do projetista. Segundo afirmam, Zhou e Shen,92017), a tecnica classica (e efetiva) é inclinar as ranhuras da maquina, mas tambem pode – se empregar a otimização do projeto do rotor ou dos ímãs (tambem inclinando – os num processo chamado de escalonamento), adotar larguras de dentes desiguais, selecionar um numero de ranhuras por polo por fase fracionária e assim por diante. Os autores em seus estudos empregam a tecnica de barreiras de fluxo para a redução da manifestação do cogging e chegam a conclusão de que os resultados são mais notórios emmaquinas de relutancia síncronas.
No mesmo intuito de minimização do cogging vao ao encontro os autores Hasan et al, (2017), que atuam no plroblema não em sua causa, mas trabalhando para que a existencia do efeito seja atenuada na carcaça da maquina. Dois aneis de ferro são fixados axialmente ao estator, isolando – o do contato direto com a carcaça, impedindo forças radiais de atuarem nos dentes do estator, e forçadas a “escoarem” de modo apropriado para a blindagem externa. Apesar dessa tentativa inovadora cumprir com sua função, os proprios autores recinhecem que ela gera um custo maior de material e aumenta o peso do equipamento.
Se faz necessario que a tecnica adotada para o tratamento do torque oscilatorio não altere ou amplie a produção da maquina nem encareça sua comercialização, que é emblema desse estudo. Das tecnicas supracitadas, a que melhor avulta esse desejo é a adoção de numero de ranhura por polo por fase fracionario, pois esta não demanda qualquer adição de material ativo ou reforma nas estruturas de manufatura já conhecidos.
2.3.5 PRINCIPIOS GERAIS DOS ENROLAMENTOS DE CORRENTE ALTERNADA
2.3.5.1 Condiçoes dos bobinamentos
Muñoz, (1987), define as condiçoes que devem cumprir os enrolamentos de corrente alternada para o bom funcionamento e economia das maquinas, são eles:
a) Satisfazer certas condições de simetria com respeito aos circuitos e condutores elétricos;
b) Todas as fases deverão ter o mesmo numero de espiras;
c) Nos bobinamento com circuito em paralelo é necessário que eles sejam eletricamente equivalente, todos os circuitos deverão ter a mesma resistência elétrica, a mesmareatancia e estar submetidos ás mesmas fem;
d) As fases devem estar defasadas no mesmo ângulo característico do sistema;
e) Todas as ranhuras deve ser idênticas e espaçadas do mesmo ângulo,etc. (MUÑoz,1987,p103)
Diferente dos enrolamentos de corrente contínua (que normalmente são constituido por bobinas de circuito fechado, por se iniciar e terminar o bobinamento no mesmo ponto), os enrolamentos de corrente alternada tanto podem ser fechados como abertos. A conexão trifásica em triangulo dá um arranjo de bobinas em circuito fechado e a conexão trifásica em estrela um bobinamentos com o circuito aberto. Em ambas acoplam – se os condutores de uma fase numa ordem qualquer para sempre obter entre seus extremos a fem resultante da soma das que se produzem em todos elas.
O modo mais apropriado de associar os vários condutores de um enrolamento é reparti – los em bobinas e a distribuição das bobinas deve ser feita para que elas componham grupos que serão interligados e colocados uniformemente nas ranhuras do núcleo do estator para criar o campo magnético. Para um sistema de bobinamento trifásico, três circuitos idênticos e eletricamente independentes entre si, possui em cada fase um numero determinado de bobinas deslocadas umas das outras de um ângulo de 120º elétricos.
Ao serem alimentados por um sistema trifásico de correntes, cada bobina do estator considerada isolamento, atua como o enrolamento primário de um transformador, gerando um campo magnético alternado de direção fixa. A composição de todos os fluxos parciais dá a origem a outro, rotativo de magnitude constante, de tantos pares de polos quantos grupos de trens bobinas tenha o estator, que dependerá tmbem do numero de polos do equipamento. As fem ´s de cada conjunto de bobinas sãp somadas num valor resultante.
As ranhuras, por sua vez, podem ser divididas em duas classes: ranhuras abertas e ranhuras semifechadas, ainda com acooperação da obra de Muñoz, (1987), para essa explanação. Para maquinas de potencia elevada, é constumeiro empregar ranhuras abertas, porque elas concedem a alocação de bobinas pré – fabricadas (de fios de seção retangular), que são previamente isoladas antes de serem introduzidas nas aberturas em questão.
Já as ranhuras semicerradas são aplicadas em quase todas as maquinas de indução. Nesta, a maior área efetiva da face dos dentes reduz a magnitude da corrente magnetizante bem como a relutância do enteferro, o que faz apresentar no conjunto como um todo, uma maior eficiência e um fator de potencia relativamente melhor. Proporcionam também a redução de binários de partida e parada, além de que ‘ganham’ termicamente uma certa reserva de potencia que aumentam seu limite de carregamento. A desvantagem aparente é que cada condutor deve ser colocado separadamente no seu lugar, um, dosi, ou vários de cada vez, tornando demorada e dificl a aplicação do isolamento elétrico.
2.3.5.2 Tipos d enrolamentos de corrente alternada
Para Roldán, (1977), existem duas classes de enrolamentos de corrente alternada: os enrolamentos concêntricos e os enrolamentos excêntricos.
Quando uma maqina elétrica tem seu estator bobinado com enrolamento concêntrico significa dizer que todas as suas bobinas são centradas num mesmo ponto de ranhura e tendo todas as bobinas de um mesmo grupo diferentes entre si. Em outras palavras, um enrolamento é dito concêntrico qunado os lados ativos de uma mesma fase são unidos por conexão ou cabeças cocentricas. Se subdividem em enrolamentos por polos e por polos consequentes.
Nos enrolamentos por polos, para cada fase existem tantos grupos de bobinas qunatos forem os polos da maquina e os lados ativos de uma mesma fase situados diante de um mesmo polo unem – se a lados ativos de mesma fase situados em polos opostos. Ligam – se o final das bobinas do primeiro grupo com o final do segundo; início di segundo com o inicio do terceiro grupo de bobinas e assim por diante.
Agora para os enrolamentos por polo consecutivos por cada fase da bobina desenrolada existem tantos grupos quantos pares de polos tiver a maquina e um grupo de uma mesma fase interconecta-se com o seu segundo grupo seguindo o padrão: final do primeiro grupo com o começo do segundo; finaldo segundo com o in´cio do terceiro grupo e assim sucessivamente.Os enrolamentos concêntricos não são abordados em sua profundidade nessa pesquisa.
Como a figura 2.10 antecipa, os enrolamentos excêntricos são subdivididos em ondulados e imbricados. O tipo ondulado (ou em espiral), segundo Muñoz, (1987), assim se denomina por ter o formato espiralado de bobinas, com passo de bobina caracteristicamente menor que 180º elétricos. Não é muito utilizado em motores, menos ainda em geradores. O do tipo imbricado (coroa ou diamente), tem suas espiras que remetem a losangos, é tão empregado que ganhou as verçoes com passo pleno (integral ou longo) e bobinamento imbricado de passo fracionario (chamado também de passo curto).
Os enrolaentos imbricados de passo possuem o passi de bobina de 180º elétricos e um lado de bobina está sob o centro de um polo norte, ooutro lado dessa bobina está em posição equivalente sob o centro de um polo sul adjacente. Os lados de bobinas de uma dada ranhura sempre pertencem á mesma fase e a direção da corrente elétrica tem o mesmo sentido. Sua presença em maquinas elétricas de corrente alternada tem despertado cada vez menos interesse dos projetistas e do mercado.
E, ór fim, para os enrolamentos imbricados de passo fracionaonario (ou curto) é menor (ou maior) que um passo pleno (longo). O passo de bobina, contado em ranhuras, é menor que o passo polar (180º elétricos) e é o tipo de enrolamento imbricado mais empregado em geradores porque com ele se obtem uma curv de fem mais precisa, com harmônicos reduzidos (terceira, quinta e sétima ordem).
2.3.5.3 Diposição da bobinas 
Em relação as disposições das bobinas nas ranhuras, Muñoz, (1987), traz ainda em sua exposição a necessidade de classificar os enrolamentos em bobinamento em uma camada e enrolamentos de duas camadas. Os enrolamentos de uma camada possui um único lado de bobina em cada ranhura, entrando ou siando. O numero de ranhuras deve ser par e o numero de bobinas é igual á metadade do numero do numero de ranhuras do estator, sendo que cada bobina ocupa o espaço interno de duas ranhuras inteiras. È um tipo de alocação de bobinas em que se propicia o isolamento bem trabalhado entre as linhas de alimentação, com economia de material isolante e, justamente por esta razão, que este tipo de enrolamentoé adotado em maquinas com tensões entre fases relativamente elevadas. Um exemplo do uso desse gênero pode ser verificado no trabalho de Dembinski,(2017), onde o autor apresenta uma maquina elétrica cujo enrolamento é imbricado inteiro de uma camada.
Nos enrolamentos de dupla camada o númerode ranhuras poderá ser par ou impar e uma mesma ranhura divide espaço com duas fases iguais ou distintas entre si. Todas as bobinas tem a mesma forma e o agrupamento delas resulta – se perfeitamente simétrico. Mas essa versão encontra restrições ás maquians de elevado numero de polos, devido ao espaço reduzido para alojar o numero de ranhuras po polo por fase necessário e a dificuldade de inserção das bobinas nas ranhuras e este conjunto sob perímetro do raio interno da maquina. Além de possibilitar um fator de agupamento de cabos menor, o que tem influencia direta da fem induzida (KOLZER,2017).
Mas as vantagens de se dispor dos enrolamentos de dupla camada se devem, essencialemtne, por dois motivos. È um tipo de enrolamento que se verifica “ que o comprimento axial da cabeça de bobina nos dentes de camada dupla é a metade do comprimento axial do enrolamento nos dentes de camada simples”(KOLZER,2017). Esta condição evita a adição de uma componente de indutância e maior resistência elétrica nos enrolamentos de armadura, reduzindo assim, as perdas de calor (efeito joule) sob a forma I2R na maquina.
Além disso, os enrolamentos de camada dupla se alicerceiam na regulação de tensão do gerador que é um parâmetro percentual de desempenho composto pela diferença de tensão do gerador a vazio e a plena carga, equação 14. Como regra geral, deve – se ter uma regulação de tensão tão baixa quanto possível, contudo =, devido a impedância dos enrolamentos de armadura do PMSG, a tensão entre em seus terminais variará com e sem carga para uma mesma tensão interna gerada pois, uma parcela da fem será consumida nos fios das bobinas, como mencionado anteiromente. Em suma, tal condição é melhor atingida nos enrolamentos de camada dupla.
RT = (VT,VZ – VT,PC /VT,PC)100 equação 14.
Em que RT = regulação de tensão do gerador; VT,VZ = tensão de terminal a vazio; VT,PC = tensão de terminal a plena carga.
Para representar o esquema de enrolamento, a superfície dos enrolmentos aparece plana e o bobinamento como se fosse cortado em um ponto e depois estendido. Embora este método quebre a continuidade, é o de mais rápida e fácil execução, ele mostra as espiras não deformadas. O traçado é particularmente importante para a realização do trabalho de oficina (o esquema de bobinamento para este trbalho acadêmico, 	que a priori não será implementado de fato, será desenvolvido na representação em perspectiva seguindo as orientações de Hendershot e Miller, (2010), e depois convertido para a representação planificada).
3. METODOLOGIA E MATERIAIS
O fundamental, acima de tudo, é a validação do trabalho executado por meio de um software de elementos finitos conveniente, pois será ele confirmará os acertis dos cálculos efetuados e, possivelmente, apontará algumas incoveniencias a serem revistas (como por exemplo a saturação dos tooth – tips, tratamento das indutâncias, temperatura elevada, etc). Logo, pode ser inevitael averiguar alguns parâmetros e repetir as simulações. Optou – se por utilizar o software EFCAD da universidade federal de santa catarina, a ser descrito futuramente.
3.1 Definiçoes quanto a topologia, ímãs e enrolamentos
3.1.1 topologia
A topologia escolhida para o desenvolvimento desse projeto foi a de fluxo radial (Apendice B) de rotor interno, com os ímãs permanentes montados em superfície, conforme indica a figura 2.6a). E a razão dessa adoção se dá simplemente pelo fato de term o know – how doseu processo de contrução muito semelhante ás maquinas de indução e, dessa forma, já conhecido pelas empresas de implementação do produto e são mais baratas de se confeccionarem do que as de fluxo axial. Elas possuem também baixa inercia de partida, elevado rendimento e são as que melhor dissipam o calor interno ( em relação ás de rotor externo), conforme apresentado na seção 2. o numero de ranhuras , nran, se definiu em 27 unidades.
3.1.2 Escolha dos imãs
Já para os ímãs permanentes do equioamento se elegeu os de ferrite pelo fato de ser fácil de se encontrar no mercado e ter o menor preço dentre as opções ofertadas. Outra razão fundamental é que as ferrites pertencem á família dos materiais cerâmicos, de alta resistividade elétrica, portanto; inseridos na maquina elas contribuirão para amenização das perdas energéticas, pois são quase imunes á indução de correntes parasitas (Apendice A e seção 2.33), os imas são apenas colados e não correm o risco de serem desprendidos, porque a velocidade de rotação da maquina (que será uma especificação de entrada) não é significativa.
As dimensões do ima de ferrite mostrada na figura 3.1 é bem semelhante ao que será utilizado nesse projeto que possuirá 12 polos magnéticos (é um parâmetro das opções iniciais). 
3.2 PARAMETROS DE DESEMPENHO E PARAMETROS CONTRUTIVOS
3.3 Processo de calculo
Uma cez que se estabelece a topologia da maquina; suas especificações de entrada; e as opções iniciais para o projeto; finalmente pode – se empreender com o desenvolvimento dos cálculos afim de se chegar aos parâmetros de saída, proposição desse TCC. Para tanto, como afirmado anteriormente, Hendershot e Miller,(2010), abordam esta etapa, em sua obra, apresentando a formulação matemática necessária de modo geral, dado que, nenhuma topologia especifica é trabalhada de modo individual e único. Assim, ate o ponto comum em que se chegam as equações para diferentes topologias de maquinas elétricas com ímãs permanentes, são estes autores que serão referenciadosnessa seção3.3.
A partir de então, a referencia principal será a de Kolzer (2017), porque em seus trabalhos ele não somente detalha o conjunto de equações para as principais topologias existente, como também faz comparações entre seus desempenhos, otimizando – as a seguir (cada qual em sua particularidade) de modo a atender certas medidas e critérios de projetos, de forma especial para aplicações eólicas de geração de energia.
A tabela 5 mostra os valores típicos para torque por unidade de volume de rorotr, TRV, e tensão tangencial média no rotor, σ, para maquinas na operação continua.
Como se observa pela tabela acima, para maquinas pequenas construídas com ímãs permanentes de ferrite o torque por unidade de volume de rotor, TRV, varia de 7 a 14kNm/m3, portanto, deve – se escolher um valor que compreenda estes dois extremos apontados acima. Mas a preferencia não poderá ser simplesmente baseada no arbítrio, porque Kolzer, (2010), lembra que quando maior for o valor estimado de TRV menor será o volume do rotor (equação 22), por ambas as variáveis se relacionarem de modo inverso; com um volume menor é restrito também a área por polo, que por sua vez, resulta em fluxo por polo baixo, já que a indução do entreferro é baixa quando se usa ímãs permanentes de valor módico como os de ferrite (enrelação aos imas de terras raras, por exemplo). Assim, ainda nesse cenário, seria preciso muitas espiras para se obter uma dada tensão nas bobinas, porem um elevado numero de espiras aumenta a indutância que tem efeito numa maior queda de tensão em carga. 
Desse modo, e uma vez que no projeto não se está limitando nenhuma variável de dimensão externa da maquina – como poderia acontecer com certos equipamentos, comportados dentro da nacele de turbinas eólicas, que são substituídos de outros, com o objetivo de se aproveitas um espaço já delimitado; opta – se por prefixar o valor de TRV em 7kNm/m3. (TRV = 2 σ). Portanto, σ = 3,5kN/m2, o que significa dizer que é justamente essa a pressão a que está submetida tangencialemtne a superfície do rotor, emdiante a um torque imputado no seu eixo, que o força á uma rotação angular. O torque é calculado : T = Pcarga/ nmrad/s.
3.4 METODO DE ELEMENTOS FINITOS APLICADO NA ANALISE DE MAQUIAS ELETRICAS ROTATIVAS
Conforme indicado anteriormente, avalidação do modelo de dimensionamento, proposto pelos autores desse projeto, será feita pelo software EFCAD que, além de autenticá – lo, os processos resultantes da ssimulaçoes apntarao o comportamento da maquina na operação a vazia e na operação em carga. EM vazio, “existe a necessidade de analisar os efeitos relacionados ao enlace de fluxo magnético por solo e o valor da tensão interna (...) com carga, o objetivo é verificar a tensão atingida na carga”
3.4.1 EFCAD
O método de elementos finitos (MEF) é uma ferramenta poderosa e eficiente em problemas de difusão de campos. Para aplicar essa técnica, o domínio de estudo da estrutura analisada deve ser discretizado, isto é, particionado em unidades pequenas denominadas de elementos finitos (BASTOS,2008). Bastante difundida tanto nos meios acadêmicos quanto industrial, a analise de elementos finito no projeto de maquinas elétricas permite calcular e examinar os parâmetros eletromagnéticos com maior precisão que os métodos analíticos, pois considera detalhes da geometria do equipamento em estudo; as condições de saturação dos condutores (este ultimo para altas frequencias).
O grupo de concepção e analise de Dispositivos eletromecânicos – BRUCAD; da universidade federal de santa catarina – UFSC; desenvolvel p EFCAD, que é umsofware de calculo eletromagnético bidimensional que utiliza o método numérico de elementos finitos. Ele resolve equações diferencias (Laplace, Poison) relacionadas aos fenômenos de campos elétricos e magnéticos gerados na configuração física real do objeto em estudo, o que permite aos usuários otimizar maquinas elétricas em curto período de tempo, já que os protótipos físicos, representados por modelos, são facilmente analisados e remodelados na tela do computador.
Embora o EFCAD seja um software de calculo 2D, ele calcula estruturas tridimensionais com simetria axial, ou seja estruturas que possuem uma simetria de revolução e não apresentam variações geométricas na direção perpendicular da sua seção transversal.
A arquitetura do software EFCAD é dvidida em três eixos (GRUCAD, 2002):
1 – pre – processador: soa os programas (ou aplicativos) utilizados para o desenho do objeto, para a definição dos materiais, as fonte e a malha – EFD, EFM e EFR;
2 – Solver: são os programas (ou aplicativos) utilizados para calcular os objetos representados pela etapa anterior – EFCS, EFCC, EFCJ, EFCT, EFCV, EFCM e EFCTT;
3 – Pos – processador: são programas (ou aplicativos) utilizados para visualizar os resultados – EFGN, DSN.
Neste trabalho foram utilizados os seguintes aplicativos:
EFD: é responsável por ler o arquivo “.pre” gerado pelo Matlab e preparar o desenho para a etapa do processamento em elementos finitos. Nessa ação de carregamento inicial da geometria, verificada anteriormente no Gmsh, não é inteiramente expressa nesse aplicativo, pois busca – se, apenas, trbalhar na simulação com um setor simétrico que em si já represente as propriedades do equipamento como um todo.
Para a maquina deste projeto, o setor simétrico usado no processo de simulação possui um ângulo de 120º, nove ranhuras, sendo trens ranhuras para cada fase e, quatro peças de ímas, das doze que compõem o gerador. Esse padrão de setor de calculo não é o mesmo para todas as maquinas que se projeta, é tarefa do projetista detecta – lo para a avaliação do seu projeto analítico se, é sua intenção, usar o software EFCAD. A paritr de então, a área simétrica mostrada na figura 3.9 passa a ser chamada, tecnicamente, de domínio de calculo.
EFMA: nessa etapa, subseqeunte da anterior,é definida a configuração do contorno e periodocamente para o campo magnético do equipamento. Tambem indica ao palicativo quais são os tipos demateriais que a maquina é contituida, como o fero, o tipodos imas, ar no entreferro); além de distribuir nas nove ranhuras as três fases, distinguindo seus respectivos lados de bobinas (entrando e saindo) de acordo com a bobinagem geral já executada. A escolha do nível da discretização da geometria é feita e a malha, por fim, gerada. Seu fator de qualidade será tão melhor quanto mais próximo estiver da unidade.
EFCS: é o modulo do software reponsavel pela simulação de campos estáticos. Ao chegar aqui, deve – se impor na lacuna de densidade de corrente (Jfio) o valor nulo, uma vez que se simula a operação do gerador em vazio. Posteriormente, em outro aplicativo, o EFGN, é possível abrir as imagnes geradas nos cálculos iniciais do EFCS o mapa de campo magnético e o percurso das linhas dentro do domínio de calculo considerado, de acordo com a figura 3.10.
EFCR: é o modulo usado especialemtne para elaborar o estudo de elementos finitos aplicados as maquinas rotativas, pois neleé calculado campos multiestaticos que se relacionam com a posições angulares do rotr em relação ao estator, em espaçamentos angulares predefinidos. È nesse momento também que se analisa a fem e a ondulação de torque interno de modo a verificar o valor previsto para a tensão de fase do PSMG.
EFCM: Para simular o gerador operando em carga, o modulo trabalhado é o EFCM. A novidade é que os cálculos são feitos no domínio do tempo, agora, e não mais considerando a rotação do rotor em graus mecânicos, executados em etapas anteriores. Portanto, há necessidade de se definir o passo temporal que leva o rotor para completar um passo polar completo dos imas representados no setor simétrico das figuras 3.9 e 3.10. também, neste módulo é levado em conta a resistência total das bobinas que são somadas á resistência da carga; além de evidenciar para o programa qual a conexão a ser usada para o grupo de enrolamento do equipamento – Delta, (T), estrela com neutro (|N), ou estrela sem o neutro (E).
Por fim, foi feito uso do modulo DNS como visualizadorgráfico de fem; conjugado, fluxo, harmônico, etc. e na exportação de dados simulados em arquivo .txt para serem tratados e suas curvas reproduzidas conforme convenienci pessoal por softwares matemáticos como Matlab ou afins.
3.4.2 GMSH
O DMSH (A three – dimensional Finite elemento mesh generator with built – in pre and post – processing facilities) é um software gerador de malhas de elementos finitos, cujo objetivo é ofertar ferramental para a resolução de problemas discretos relacionados a problemas físicos, de ordem acadêmica com parâmetros de entrada e notável característica de visualização. Seus idealizadores, Patrick Dular e chistophe geuzaine, o disponibiliza pela internet e o aponta como alternativa para pesquisa colaborativa por meio da linguagem C, (MALAGONI, apud DULAR e GEUZAINE, 2009).
Ele é subdividido em quatro módulos: a geometria, a malha, a resolução e o pós – procecessamento e, para especificar valores d entrada, usa – se arquivos de texto contendo códigos de programação ou interativamente no próprio ambiente de trabalho. Somente o modulo geométrico foi utilizado (Apendice F – Arquivo de texto) e teve duas finalidades básicas, primeira: averiguar o desenho e modifica – lo de acordo com as mudanças necessárias apontadas pelo EFCAD e, segundo: parametrizar toda a entidade geométrico do setor ciscular da maquina para, em seguida, o Matlab (pendice G – código Matlab para criação do arquivo .pre) gerar os pontos necessários para compor o arquivo .pre do software EFCAD aser lido pelo seu modulo EFD (primeiro modulo seguencial a ser aberto).
DIMENSIONAMENTO DE GERADOR SÍNCRONO DE ÍMAS PERMANENTE PARA ENERGIA EÓLICA
3 MODELO ANALITICO DO GERADOR SINCRONO DE ÍMAS PERMANENTES
3.1.1 topologia do gerador consiste em um gerador de fluxo radial, o fluxo magnético flui dos ímãs com superfície externa polarizadas para o norte (em vermelho), cruza o entreferro radialmente, percorre os dentes em direção a coroa do estator então faz o caminho reverso em direção aos ímãs com superfície externa polarizadas para o sul (em azul) e fecha o percurso cruzando a coroa do rotor.
Como apresentado a figura 3.1 a topologia do rotor consiste em uma coroa circular com ímãs montados em sua em sua superfície de forma que os imãs possuem faces retas em suas laterais e curvas onde estão montados sobre a superfície rotórica e na face externa. O numero de ranhuras pode variar conforme o projeto, sendo esta múltipla do numero de fases e do numero de polos.
A figura 3.3 representa a seção de um polo, onde observa -se a geometria e algumas dimensões da maquina.
3.1.2 Os materiais ferromagnéticos
3.1.2.1 materiais magnéticos moles e duros
Os materiais duros têm características opostas aos moles, ou seja, baixa permeabilidade e alta coercitividade, o que fazem com que estes sejam mais difíceis de magnetizar e desmagnetizar. Mesmo que estes materiais sejam mais difíceis de magnetizar e desmagnetizar. Mesmo que estes materiais sejam maus condutores de fluxo magnético, quando magnetizados eles induzem o campo magnético, sendo estes os ímãs permanentes. Esta indução pode ser mensurada e representada através de uma curva e no ponto onde é máxima o campo H é zero, neste ponto é chamada de indução remanente.
3.1.2.2 Indução remanente
A indução remanente é uma característica intrínseca a cada tipo de ímã a qual varia de acordo com a temperaura. Quanto maior a temperatura, menor a indução magnética, causando assim uma redução na capacidade de produção de fluxo magnético.
 Ao subtrair – se o campo aplicado da curva, ou seja, medir – se apenas o campo induzido, obtém – se as curvas de menor inclinação, chamadas de curvas intrínsecas, em suas respectivas temperaturas de operação. A indução remanente é representada no ponto onde o traçado toca o eixo y do gráfico. À medida que o campo H aproxima – se de zero os domínios continuam com um alinhamento, mantendo uma indução remanente. A paritr desta, uma fração de domínios inverte sua orientação, resultando na indução remanente.
3.1.2.3 Produto energético
Uma caracteristica determinante na escolha do ímã é o produto energético, comercialmente chamado de grade, a qual varia em ímãs de NdFeB para maioria dos fabricantes entre 35 e 52. Este valor representa o produto energético máximo do ímã, ou seja, o maior valor da multiplicação ponto a ponto entre os valores dos eixos B e H do gráfico da figura 3.5, o ponto máximo da curva resultante é o valor comercial da grade, este valor é expresso em unidades do sistema CGS (MGOe).
3.1.2.4 coeficiente de permanência
O coeficiente de permanência, diferentemente das demais características apresentadas, trata -se de um parâmetro devido as dimensões físicas do ímã e do circuito magnético não tratando – se de uma característica intrínseca ao ímã. Este coeficiente é mensurado através da medida da inclinação da reta de carga obtida de forma simplificada (ignorando a relutância do ferro, que é muito inferior a do ar) através das dimensões do ímã e o comprimento do entreferro. A partir das dimensões é possível traça – la, e então selecionar um ímã de acordo com a indução magnética pretendida para uma determinada temperatura de operação.
O valor obtido reflete o declive da reta de carga. Adotando – se as hipóteses simplificadoras de que a relutância do entreferro e do ímã são muito maiores que a relutância do ferro mole e de que a permeabilidade magnética do ímã é a mesma do ar, pode – se definir o coeficiente de permeância como o valor da divisão entre o comprimento radial do ímã e a altura do entreferro.
3.1.2.5 Classe do imã
A classe do ímã está relacionada com a temperatura máxima de operação do imã sem que ele perca suas propriedades, ou seja, sem que o ímã seja desmagnetizado. Para melhor escolha do ponto de coercitividade intrínseca, deve – se analisar a temperatura máxima admissível que cada classe de isolamento determina.
3.1.3 principio de funcionamento
O principio de funcionamento desta maquina é explicado de maneira simplificada utilizando as leis de Maxwell. No rotor, onde estão alocados os ímãs permanentes é produzido um fluxo magnético constante em direção ao estator, onde estão localizados os enrolamentos de armadura. De acordo com a lei de Faraday a variação de um fluxo magnético em uma bobina cria uma tensão induzida (força eletromotriz – FEM) de maneira proposcional.
3.1.3.1 tensao interna gerada
A tensão interna gerada pode ser calculada assumindo que o rotor gira em uma velocidade constante, os enrolamentos de armadura percebem o campo variar demaneira constante. A tensão interna induzida é diretamente proporcional ao numero de espiras por bobina e ao fluxo enlaçado por elas. 
3.1.3.2 tensao terminal
A tensão terminal quando ogerador está em carga é diferente da tensão interna gerada, pois ocorrem quedas de tensão devido ás reisitencias dos enrolamentos de armaduras, a indutância das bobinas e devido á reação de armaduza. A reação de armadura ocorre qunado a maquina está alimentando uma carga el´trica, e portanto uma corrente percorre os enrolamentos de armadura. Por consequencia cria – se um fluxo que interage com o floxo criado pelo rotor, este fluxo distorce o campo magnético no entreferro.
Este principio pode ser demostrado pela lei de Ampére a qual afirma que uma bobina produz um campo magnético qunado conduz uma corrente. O efeito da reação de armadura na tensão terminal pode ser modelado através da queda de tensão na reatância síncrona. No modelo analítico de maquinas de polos lisos calcula -se um valor de indutância eu somada com a indutância própria da bobina sçao chamadas de indutância síncrona.
Em maquinas de polos lisos esta explicação é conveniente pois o comprimento do entreferro mecânico é constante, mesmo que a topologia do rotor não seja cilíndrica (devido a presença dos ímãs) a relutância que o fluxo magnético produzido pelas bobinas da armadura tem de cruzar é constante independentemente da posição do rotr (utilizando da hipótese simplificadora de que a permeância magnética dos ímãs são iguais a permeância do ar).O efeito da reação de armadura pode ser modelado como uma queda de tensão no interior da maquina e assim representado como uma reatância em série com a resistência dos enrolamentos de armadura. 
3.2 Descritivo do projeto
Em conclusão ao projeto pode – se adicionar enrolamentos amortecedores, o squais tem como finalidade reduzir os harmônicos, melhorar o desempenho frente a transitórios fornecendo um torque no sentido de auxiliar o gerador a retornar á velocidade síncona, reduzindo (amortecendo) os transitórios.
Etao a partir de modelos matemáticos conclui – se o projeto calculando – se as perdas e a eficiência do gerador projetado, em seguida recomenda – se validar o projeto através de softwares que utilizam o modelo dos elementos finitos.
Um rotor de imãs permanentes possui algumas vantagens em relçao aos rotors bobinados, tais como:
Por não possuir enrolamentos no rotor, não há perdas ôhmicas no rotor; Baixa inercia e baixo peso quando comparado com outras maquinas; Elevada densidade de potencia; Não necessita uma excitação inicial para gerar energia.
Porem também existem desvantagens como por exemplo não ser possível ajustar a tensão de saída do gerador, pois não é possível variar o fluxo. No projeto de gerador de ímãs permanentes não tem sentido em separar o projeto em dois (a vazio e em carga) como no caso do gerador de rotor bobinado, pois em consequencia de não variar o fluxo a força eletromotriz também não varia. O fto de não ser possível variar o fluxo para ajustar a força eletromotriz e por consequencia a tensão teminal implica em uma maior maior complexidade no ajuste da tensão terminal, pois no outro caso bastava um ajuste na corrente de campo para obter a tensão terminal desejada (dentro de uma faixa de operação determinada em projeto). Aqui este ajuste implica em alterar algumas características, o que acaba alterando outras variáveis, como a potencia, exigindo mais atenção do projetista. Em analogia ao projeto do artigo (17), a metodologia de projeto proposta neste trabahlo também inicia com o calculo das dimensões do motor e em seguida calcula – se o fluxo de umlaçõ. Neste método de projeto dimensiona – se os ímãs permanentes e calcula – se o fluxo produzido a partir do ponto de operação do ímã e de algumas de suas dimensões ao invés de calcular – se a relutância diretamente. 
De maneira similar dimensiona – se o estator, as ranhuras e o numero de espiras de armadura, porem em segida calculam – se as resistências e reatâncias da maquina. O caso deste projeto pode – se calcular o Xs de froma analítica, em oposição a (17) onde eram calculados XD e XQde forma numérica através do MEF.
A partir dos cálculos de RA e XS pode -s e estimar a tensão terminal em carga nominal e a potencia de saída em plena carga. Uma vez que não é possível ajustar o fluxo magnético, a tensão de terminal e a potencia de saída sempre são calculadas a plena carga e em regime permanente.
Nesta parte inicia – se um dos pontos de maior complexidade do projeto onde deve – se ajustar os parâmetros no intuito de obter – se as especificações desejadas. Alguns dos parametors que devem ser ajustados são o numero de espiras, pois estes sempre deve ser um numero inteiro pro ranhura, para isto deve – se ajustar o CAX. Tambem pode ser necessário ajustar a FEM para que a tensão terminal seja mais próxima da tensão de projeto, ou alterar o comprimento axial uma vez que a potencia não condiz com a demanda pelo projeto.
Realizar ajustes rapidamente tornam – se um processo iterativo, pis ao variar – se algu destes parâmetros deve – se ajustar os demais para que sejam mantidas as especificações de projeto. Ao obter -se um numero inteiro de espiras, uma tensão terminal adequada verifica – se a potencia de saída e em caso de não estar e acordo comas especificações de projeto pode – se realizar os mesmo ajustes propostos no fluxograma anterior ou de forma análoga retornar ao dimensionamento do rotor no caso dos ajustes sugeridis não sejam suficientes.
No caso deste gerador não foi considerado adicionar enrolamentos amortecedores, portanto parte – se para o modelo de perdas e cálculo da eficiência da maquina, para por fim validar -se o projeto em um software comercial que utiliza do método do elementos finitos.
3.3 Dimensionamento
3.3.1 Especificaçoes de projeto
Potencia Aparente nominal – SEd: A potencia nominal deve ser escolhida de acordo com disponibilidade de potencia mecânica (força motriz) e de acordo com a necessidade. È importante usar a potencia aparente em vez da ativa porque o primeiro fator limitante de uma maquina elétrica é a corrente em seus condutores a qual independe da propoção entre potencia ativa e reativa.
Fator de potencia PF: O fator de potencia deve ser estabelecido de acordo com a natureza da carga, esta escolha define a quantidade de reativos que o gerador é capaz de absorver ou gerar.
Frequencia f: trata – se da frequencia elétrica do gerador, esta deve ser escolhida de forma que minimize a queda de tensão nos enrolamentos do gerador e mesmo a baixa rotação ainda esteja dentro da faixa de trabalho do inversor acoplado ao gerador. A frequencia do gerador, no caso de um projeto aplicado a energia eólico, normalmente não precisa ser igual a da rede, pois s saída do gerador é retificada e depois há um inversor para conexão com a rede.
Velocidade de rotação n: A velocidade de rotação deve ser escolhida de acordo com a aplicação, sendo que esta é inversamente proporcional ao torque (para uma mesma potencia), porem para cada aplicação devem ser levados em conta seus respectivos valores típicos.
Tensao terminal fase – fase VTd: A tensão terminal fase – fase deve ser escolhido de acordo com as especificações do inversor de forma que em todas as faixas de rotação forneçam uma tensão dentro desta faixa de trabalho.
3.3.2 Parâmetros Impostos
Para que o projeto de um gerador seja devidamente executado, alguns parâmetros devem ser impostos, sendo que alguns deles são definidos de acordo com cálculos, outros podem ser de acordo com opções do projetista ou limitações de projeto e alguns podem ser medidos e ajustados durante a execução do projeto.
Tensão interna induzida Ea: A tensão interna induzida é um parâmetro que deve ser imposto e posteriormente ajustado para que a tensão terminal seja de acordo com a desejada. Este valor pode ser observado medindo a tensão terminal da maquina a vazio pois neste caso não há quedas de tensão nos enrolamentos da maquina.
Diâmetro externo do rotor DRe: O diâmetro externo do rotor e o comprimento axial da maquina são dois parâmetros que estão interligados entre si e estes, por sua vez definem o volume do rotor e podem fornecer uma boa estimativada potencia da maquina.
Um destes valores devem ser impostos para que o outro possa ser dimensionado, no entanto, na maioria dos projetos é mais vantajoso dimensionar o diâmetro externo do rotor pois com este o perfil da maquina se mantém inalterado e a capacidade de potencia fornecida varia linearmente com o comprimento axial.
Comprimento axial da maquina CAX: o comprimento axial tabem é importante para ajustar o numero de espiras da maquina.
Fator de encurtamento do passo polar Kαp: Este fator representa a relação entre o ângulo ocupado de um polo e o comprimento de arco dos imas montados sobre a sua superfície, quanto maior o ímã maior o fluxo produzido, porem maior probabilidade de dispersão de fluxo. A redução deste fator também contribui na redução do conteúdo harmônico.
Comprimento do entreferro LEF: O comprimento do entreferro é um dos parâmetros que influenciam diretamente no volume da maquina, um entreferro de menor comprimento resulta em uma maquina, um entreferro de menor comprimento resulta em uma maquina de menor porem existem diversos fatores limitantes, tais como vibrações, precisão dos equipamentos que são utilizados para construir a maquina.
Tendo em vista que a permeabilidade magnética dos aços que constituem os núcleos do estator e do rotor têm uma permeabilidade relativa na classe dos milhares de vezes maior que a permeabilidaderelativa do ar a maior parte da relutância do circuito magnético da maquina esta concentrada no entreferro. È através do entreferro que a energia magnética flui entre o rotor e o estator.
Largura da abertura da ranhura LRa; Altura do pescoço da ranhura hRp; Altura do colarinho da ranhura hRc; Numero de ranhuras NR.
O modelo escolhido foi o 3.14.a e a figura representa suas respectivas dimensões, para tanto necessita – se estabelecer alguns parâmetros tais como a largura da abertura da ranhura, a altura do pescoço da ranhura e a altura de seu colarinho.
Este modelo permite o fechamento da ranhura através da inserção de uma cunha de material isolante prendendo as bobinas aós a inserção nas ranhuras, o que facilita a montagem da maquina no processo de fabrico. O numero de ranhuras deve ser escolhido de acordo com o tipo de enrolamento e o numero de polos e de fases.
Relação entre a largura do dente e a largura no topo da ranhura KDR: Fator que determina em função da largura do dente a largura da ranhura no topo.
Densidade de corrente JA: O valor da densidade de corrente pode variar de projeto para projeto, porem quanto maior a densidade de corrente, maior a temperatura de operação da maquina e maiores as perdas joules, entretanto maquinas de menor densidade de corrente necessitam de mais cobre e portanto maior área de ranhura e maior quantidade de aço no estator.
Percentual de Fluxo enlaçado Kφ: Este é um ftor que representa a quantidade de fluxo magnético que percorre o caminho de menor relutância, como o proposto na figura 3.2, eliminando o fluxo disperso. Este parâmetro é ajustado após a realização do projeto. Caso o valor estimado inicialemtne esteja divergindo da simulação, é necessário reajusta – lo.
Numero de caminhos paralelos Ncp: escolha de projeto para uma dada tensão interna induzida um determinado numero de espirar, o numero de espiras por nonina é inversamente proporcional ao numero de caminhos em paralelo.
Numero de camadas da ranhura NRc: Os tipos de enrolamentos mais comuns são de camada simples ou dupla. Para efeitos de potencia fornecida o numero de camadas não influencia em nada, porem os enrolamentos de camada dupla apresentam uma significativa redução em conteúdo harmônico.
Fator entre a altura de coroa do estator e altura da ranhura KcR: este fator relaciona a altura das ranhuras com a altura da coroa do estator.
Fator de enchimento da ranhura KRe: O fator de enchimento da bobina deve ser dimensionado de acordo com a área estimada da ranhura, pois ao calcular – se a área dos condutores não leva – se em conta a perda na área devido ao isolamento das ranhuras, isolamento dos fios e espaços entre estes. O enrolamento para maquinas de pequenas potencia habitualmente é do tipo randômico, ou seja, a bobinas são inseridas de forma aleatória nas ranhuras onde podem ocorrer torções e cruzamentos entre os fios de uma mesma bobin, deste modo a área do cobre em si é somente um fração da área total da ranhura.
Encurtamento de passo da bobina EApb: O encurtamento de passo é outra t´tica para reduzir – se o conteúdo harmônico da maquina. Diversos fatores de encurtamento de passo estão bem fundamentados na literatura, sendo os mais habituais 5/6, 2/3, 7/9, etc.
Resistencia por quilometro do fio RAKm: A resistência de um condutor é um fator que deve ser verificado em tabelas ou datasheets do fabricante.
Coeficiente de permeância Pc: O coeficiente está relacionado com a inclinação da reata de carga, conforme discutido na seção 3.1.2.
Numero de fases Nf: O numero de fases pode variar de gerador para gerador, sendo que o mais comum de se encontrar são 3 fases.
Indutância magnetica BI0: A indutância magnetica é a indução de operação dos imãs. Deve ser medida de acordo com a curva de magnetização dos imãs permanentes e o coeficiente de permeância escolhido para o projeto, pois está varia de acordo com o tipo , topologia e temperatura dos imãs.
Indução magnetica admissível na coroa do rotor BRc: 
Indução magnetica admissível na coroa do estator BEc: As indutaçoes magnéticas admissíveis na coroa do rotor e do estator são escolha nas quais se buscam valores adequados para impedir que a maquina fique demasiadamente saturada e não muito baixos, para evitar maquinas com densidade de torque muiyo baixas. Para isto existem tabelas com diferentes topologias de maquinas e valores característicos para diferentes topologias de maquinas e valores característicos para diferentes topologias e de acordo com quanto deseja -se saturar o ferro com fluxo magnético.
Temperatura de operação em regime permanente TOp: é a temperatura que a maquina deve operar em carga nominal e em regime permanente.
Temperatura ambiente de referencia Tref: A temperatura ambiente de referencia deve vir do datacheet dos condutores, será útil como uma referencia para a correção da resistência com a temperatura nominal de operação da maquina.
Fator de fluxo mutuo entre duas bobinas Km: Este fator é quando tem – se fluxo concatenado entre enrolamentos de uma mesma fase, para tanto calcula – se o percentual do fluxo magnético concatenado para correção da indutância de cabeça de bobina.
Densidade do aço dfe: fator advindo do datacheet do aço selecionado.
Fator de perdas por histerese na coroa do estator Khyys; Fator de perdas por histerese nos dentes khyd; fator de perdas por Foucault na coroa do estator Kftd; Fator de perdas por histerese no aço Phy; 
Fator de perdas por Foucault nos dentes Kftys: Os fatores de perdas por histerese e Foucault na coroa e nos dentes sãofotores empíricos inerentes da topologia da maquina, calculados de modo que é possível obter uma boa aproximação das perdas no ferro da maquina. Estes fatores seguem os valores recomendados por (24).
Fator de perdas por foucault no aço Pft: Sãoos valores da sperdas por kg de material fonecido pelos fabricantes de aço através de datasheets.
Fator de perdas por ventilação Kstf: o fator de perdas por ventilação, também se trata de uma estimativa, e serve apenas de um calculo preliminar de para estimar uma pequena perda mecânica, porem em um prijeto mais refinado deve se calcular tais perdas em softwares de simulação por método dos elementos finitos.
Fator de perdas suplementares Kps: O fator de perdas suplementares é um valor estimado empiricamente, sendo que pode variar de maquina para maquina e conforme o grau de refinamento do projeto.
ESTUDOS INICIAIS PARA DETERMINAÇÃO DOS PARAMETROS ELETRICOS DE UM GERADOR SINCRONO DE ÍMÃ PERMANENTE
 1 INTRODUÇÃO
Na crecente necessidade por energias renováveis e na busca por sistemas que melhor aproveite os recursos naturais, incentivam pesquisadores no desenvolvimento e aperfeiçoamento de sistemas para geração de energia elétrica, que a exemplo da energia eólica com forte cercimento no mundo todo, apresenta hoje varias arquiteturas de geradores e em especial neste artigo os geradores síncronos de ímãs permanente (GSIP). 
Os GSIPs são maquinas bem adaptadas para operarem em baixas e variáveis velocidade, sem diminuir eficiência. Outra vantagem, é a possibilidade de acoplamento direto do gerador a turbina eólica diminuindo as perdas mecânicas e também manutenção.
Em projetos eletrônicos para operação e controle dos geradores, ´ecomum a utilização da transformação do sistema trifásico abc, para um sistema de coordenadas sincronodq0, conforme é apresentado em (3). O conhecimento dos parâmetros síncronos que caracterizam o comportamento do gerador é necessário para que se possa projetar o sistema de controle e analisar o seu desempenho. Vale apena ressaltar que com a utilização de imas permanente na construção do gerador, requer um cuidado especial em não ultrapassar em seus limites de temperatura de operação, a elevação da temperatura acima dos valores recomendados pelos fabricantes dos ímãs, desmagnetizam o ímã provocando o enfraquecimento do campo magnético. Outra questão a ser levada em conta em função do aumento da temperatura é com a resistência elétrica do enrolamento do estator, que sofre um aumento diminuindo a eficiência do sistema.A contribuição de artigo está em demosntrar a aplicação de um método de ensaio para determinar os parâmetros de um gerador síncrono a ímã permanente e correção dos valores de resistência do estator para umadeterminada temperatura de operação. Com auxilio do software PSIM, é apresentao uma simulação com os valores dos parâmetros obtidos no ensaio do gerador comparando com valores de um ensaio real do gerador ensaiado e aqui apresentado seus valores, são de uma maquinas síncrona com rotor externo a ímã permanente, sua potencia nominal é de 5kw, 36 polos e o fluxo magnético produzido pelos imas se da na direção axial. Desta forma uma breve apresentação sobre os tipos de geradores síncronos a ímãs permanentes também será apresentado a seguir.
2 GERADOR SINCRONO DE ÍMÃ PERMANENTE – GSIP
Os geradores síncronos de ímã permanente apresentam duas características fundamentais determinadas pela forma construtiva emq eu seu fluxo magnético estabelecido no entreferro pelos ´mãs se direciona. São denominadas de geradores de fluxo radial e fluxo axial,(5).
Fluxo radial:
Nesta configuração as magnetizações dos ímãs podem ser na forma radial, paralela e ou concêntrica em relação ao eixo de rotação da maquina, porem o fluxo magnético estabelecido no entreferro pelos ímãs tem sempre direção radial. Estas maquinas tem custo de fabricação bem inferior em comparação com as de fluxo axial e apresentam flexibilidade no dimensionamento, como exemplo, para maiores potencia pode – se aumentar o comprimento da maquina. São maquinas muito utilizadas na construção de navios, robóticas e de extração de energia do vento, maiores detalhes podem ser consultado em (1), (6).
Fluxo Axial:
São maquinas em que os ímãs e o enrolaento de armadura são fixados em discos estabelecendo fluxo de entreferro na direção axial podendo ser de face única e ou de face dupla, com oou sem ranhuras, com rotor a ímã externo e ou interno. São encontradas em face única ou de face dupla. As maquinas de face única podem ser encontradas com estator com ranhuras, sem ranhuras ou de estator de polós salientes. Para maquinas de face dupla, ainda pode ser subdividido por estator interno ou externo (7).
A figura 1 apresenta com mais detalhes uma maquina de face dupla com rotor externo onde os polos do estator são salientes e necessitam de um numero de polos no estator diferentes do numero de polos no rotor para obter torque de partida e redução no torque pulsante, ainda em relação aos ímãs permanentes, são comummente encontrados montados na superfície ou incrustados no disco no formato trapezoidal (7).
O GSIP pode ser tratado como uma maquina similar há uma maquina síncrona convencional, pois o que difere é que seu fluxo magnético é produzido por ímãs e não por bobinas de campo alimentadas por tensão contínua. Vale a pena ressaltar, que os ímãs devem estar distribuídos de forma que os pólos estejam alternados na polaridade norte sul (7).
3 Modelo matemático GISP
A partir das torias básicos de maquinas síncronas é possível construir o modelo matemático do gerador síncrono de ímã permanente substituindo os enrolamentos do rotor por elementos magnéticos, ou seja, a excitação de campo é mantida constante (8).
O modelo matemático do gerador pode ser representado por coordenadas síncronas, passando a ter dois eixos de coordenadas (dq) que giram com uma dada velocidade angular (we). Ao alinhar o eixo direto do sistema de coordenadas síncronas, o fluxo magnético do rotor (λpm) tem representação no eixo direto e valor nulo no eixo em quadratura (1), (3). As tensoes terminais do gerador em dq podem ser representadas por:
4 Ensaio para determinação dos parametros do GSIP
Nesta secção, serão apresentados procedimentos experimentais adotados na determinação dos parâmetros a serem definidos são o numero de pólos, a resistencia dos enrolamentos do estator Rs, a indutancia do eixo direto Ld, a indutancia do eixo em quadratura Lq e a constante de fluxo permanente produzida pelos ímãs λpm.
Determinação experimental do numero de pólos
Quando não se tem a informação do numero de pólos de um gerador sincrono, sua determinação pode ser através da relação da frequencia elétrica(Hz) produzida na saída do gerador com a velocidade mecanicca em rotaçoes por minuto (rpm) (9): NP = (120 *f)/ns (3).
Onde NP é o numero de pólos, f a frequencia eletrica e ns velocidade mecanica. A medição do parametro ns pode ser obtida através de um instrumento de medição de rotação (Tacômetro) instalado no eixo do rotor e a frequencia eletrica pode ser obtida utilizando – se um osciloscópio. Seguindo as orientaçoes para determinação do numero de pólos.
Determinação da resistencia Rs
Geralmente essa resistencia é definida medindo entre fase e neutro, porém, na maioria dos geradores de ima permanente de enrolamento Y, o ponto neutro não está acessivel e protanto, a determinação da resistencia de fase é obtida atraves de ensaios que determinem a resistencia de linha sendo convertida posteriormente para resistencia de fase (10).
Conforme se observa – se na figura 2, dependendoda precisão que se deseja, os parametros internos dos equipamentos de medição tensao e corrente podem interferir no resultado de forma significativa. Em (11) apresenta orientaçoes para correçoes de leituras caso os parametors internos do instrumentos de medição não possam ser desprezados.
Uma resistência RT pode ser encontrada pela relação da tensão e corrente aplicando – se nos terminais de linha um tensão contínua conhecida e ao mesmo tempo medir a corrente que circula nos terminais conforme é sugerido na figura 2. A resistência Rs então pode ser definida sendo: RT = Vcc / Icc (4) logo Rs = RT / 2 (5).
A resistência Rs sofre influencia com o aumento da temperatura. Para avaliar e corrigir a dependência da temperatura, deve – se realizar o ensaio obtendo uma resistencia R1 a uma temperatura t1. A resistência corrigida Rs pode ser calculada para uma temperatura de interesse dado por:
Rsc = R1 (t+ c / t1 + c) (6)
Onde c, é o coeficiente de temperatura (para o cobre c = 324 k), Rsc resistência corrigida para nova temperatura t, t1 a temperatura que se conhece a resistência R1 (10) (11).
Determinação das indutancioas Ld e Lq
Devido ao acoplamento magnético mutuo entre as três fases, para a determinação das indutâncias Ld e Lq, (7) e (10), sugere aplicação de uma tensão continua entre os três terminais do gerador. Isso fará com que o rotor siga o fluxo resultante produzido pela aplicação da tensão contínua e consequentemente o fluxo do rotor produzido pelos ímãs estará alinhado com eixo d e θ = 0 conforme fig.3.
Para definição da indutância Lq, pode ser aplicado a mesma rotina de calculo que Ld, mantendo se o alinhamento do eixo q conforme representado na figura 4. Na sequencia é apresentado um roteiro dos ensaios Ld e Lq.
Roteiro para determinação da indutância Ld conforme fig. 3, para determinar a indutância Ld, deve -se: Aplicar tensão continua conectando o terminal positivo na fase A e o terminal negoativa na fase B e C do gerador. Bloquear o rotor. Inverter a polaridade da fonte CC, conectando o terminal positivo nas fases B e C, e terminal negativo na fase A. Gerar um degrau de tensão CC e com auxilio do osciloscópio medir a constante de tempo τ entre a tensão e a corrente conforme exemplo apresentado na figura 6.
Roteiro para determinação da indutâncias Lq: Conforme a figura (4), para determinar a indutância Lq, deve – se:
Aplicar tensão continua conectando o terminal positivo na fase B e o terminal negativo na fase C do gerador. A fase A permanence desconectada. Bloquear o rotor na posição em que ele permanecer. Com o rotor bloqueado, conecte a fase A do gerador ao terminal positivo da fonte de tensão CC e as fases B e C ao terminal negativo. Gerar um degrau de tensão CC e com auxilio do os ciloscopio medir a constante de tempo τ entre a tensão e a corrente conforme exemplo apresentado na figura 6. Calcule a indutância Lq da mesma forma que Ld.
D Determinação da constante de fluxo Magnético - λpm:
A constantede fluxo magnéticocriada pelos imãs que concatena no estato é denomindado de λpm, pode ser determinada fazendo o sistema girar sem carga uma velocidade constante com auxilio de um motor externo acoplado ao seu eixo. A velocidade deve ser a maior, pois os erros de medição da tensao estão nas baixas velocidades (9). A figura 7 ilustra a bancada de teste para determinar λpm.. O proximo passo para obtenção do parametro λpm é medir a tensao de pico (Vpk – linha) entre os terminais de saída do gerador com auxilio de um osciloscopio. Assumindo que as tensoes são senoidais, λpm pode ser determinado sendo: λpm = Vpk – linha / raiz 3* we
5 resultados experimentais
Nesta seção serão apresentados testes de um gerador real ensaiado em laboratório conectado a uma carga com uma simulação em software utilizando – se dos valores dos parâmetros previamente definidos nos ensaios conforme orientação nas seções anteriores. A tabela III apresenta os valores no software PSIM para simulação dos parâmetros elétricos definidos.
Os testes aqui apresentados têm como objetivo verificar a fidelidade dos parâmetros elétricos encontrados. Será apresentado os valores para simulação da resistência RS cirrigida para a temperatura de 50ºC denominada de Rsc, na qual a maquina real operou durante o ensaio com carga.
Teste de tensão e corrente com os valores dos parâmetros determinados no ensaio do GSIP apresentados na tabela III.
6 Conclusões
Este trabalho apresentou um método utilizando na determinação dos parâmetros de um gerador síncrono a ímã permanente e a importância de corrigir a resistência elétrica do estator para temperatura de trabalho bem como monitora – la, pois temperaturas acima do limite de trabalho dos ímãs, ocorre o processo de desmagnetização provocando o enfraquecimento do campo magnético.
GERADOR DE ENERGIA EÓLICA A PARTIR DO GERADOR SINCRONO DE ÍMÃ PERMANENTE CONECTADO Á REDE ELETRICA
Devido a natureza inconstante dos ventos, em relação á demanda da rede, a produção de energia emuninas eólicas pode ser superavitária ou deficitária, sendo necessária a implantação do controle de ´ptencia (Varadarajan e kottayil,2016). Além disso, é necessário utilizar esse tipo de controle para regular a frequencia da rede (Um, Qiao e Lo, 2012), pois qunado a freqeuncia diminui, a potencia ativa aumenta (Yingcheng e Nenglig, 2011). Existem diferentes estratégias aplicadas em maquinas síncronas como: Synchrounous reference frame (SRF), Maximo torque por Ampére (MTPA) e o controle Direto de potencia (CDP).
Zarkov e Demirkov (2017) propõem um sistema que controla as potencias ativa e reativa através do torque,associando dois algoritmos: MTPA e o rastreamento do ponto de máxima potencia (MPPT, do inglês : Maximum Power point Tracking). A estratégia é criar o valor máximo de torque eletromagnético no gerador com corrente mínima do estator através do MTPA. O MPPT, entretando, ajusta o ponto de máxima potencia do gerador, de acordo coma velocidade do vento. Deste modo, a turbina eólica pode ser operada em toda a região de velocidade variável.
Varios autores como MAhdhi, Azza e Jemli (2019), varadarajan e Kottayil (2016) e Ejlali e Arab Khaburi (2014) utilizam a estratefia CDP. A estratégia se baseia no controle das potecnias instantâneas do sistema e fornece uma resposta dinâmica rápida através de uma estrutura simples que opera adequadamente qunado o sistema apresenta variações dos parâmetros de tensão e corrente (Mahdhi, Azza e Jemli, 2019). Entretando, O CDP apresenta grande ondulação nas correntes elétricas e nas potencias ativas e reativa. Alem disso, a freqeuncia de comutação variável é outra desvantagem deste método (Ejlali e Arab Khaburi, 2014).
Aconfiguração do sistema de geração eólica analisado com o GSIP é mostrado na figura 1, na qual o GSIp é conectado á rede elétrica por meio de um conversor back – to – back, que consiste em um conversor CA/CC, um elo de corrente contínua e um conversor CC/CA conectado ao ponto de acoplamento comum (PAC) por um filtro indutivo para melhorar a corrente entregue á rede elétrica. Também foi analisada a distorção harmônica total (DHT) da corrente da rede, a fim de verificar os níveis de distorção par diferentes operações de geração. 
O conteúdo harmônico da corrente da rede eletricoa foi analisado para dois cenários distintos de fornecimento de potencia elétrica, no entanto, como não há carga não linear conectada ao PAC, a distorção sofrida pela corrente da rede será devido ao chaveamento dos conversores fonte de tensão. Na fig. 10 apresenta a DHT de 0,9% para uma potencia de 12kW em uma velocidade do gerador de 900 rpm. Já na fig. 11 é mostrado a DHT de 1,4 % para uma potencia de 8 kW sob uma velocidade de operação de 850 rpm.
È çossivel verificar que para maiores potencias têm – se maiores correntes fundamentais, já que a tensão da rede é fixa, assim, a componente fundamental da corrente será maior resultando em uma DHT menor. È observado que estes valores de distorções harmônicas estão de acordo com os padrões internacionais para geradores conectados á rede de baixa tensão (IEEE, 1991).
Conclusão 
Este artigo investiga um sistema de geração de energia eólica com o GSIP operando em sua condição nominal de potencia de 12kW e suprindo uma potencia de 8kW. È feito a análise da operação do sistema proposto para variações na velocidade no eixo do gerador, observando o comportamento da tensão elo CC e da potencia entregue á rede elétrica. Foi verificado que o controle vetorial do CLR mantém o fator de potencia unitário, uma vez que não injeta potencia reativa no Pac. Foi analisada a DHT da corrente da rede elétrica para a variação da potencia gerada pelo GSIP. Para a potencia e velocidade nominal do gerador, a corrente da rede apresentou uma DHT de 0,9 % e, para uma potencia suprida á rede de 8kw sob uma velocidade de 850 rpm, a DHT da corrente da rede foi de 1,4%. Estes níveis de distoçoes causadas na corrente se devem ao chaveamento dos conversores e estão de acordo com os padrões internacionacionais.
As potencias injetadas no PAC e no elo CC permaneceram estáveis quando a potencia gerada e a velocidade do gerador foram variadas. Deste modo, a técnica de controle empregada por meio da orientação do fluxo rotórico no eixo – d no CLG, e o algoritmo empregado no controle do CLR por meio daorientação do vetor tensão da rede elétrica mostraram – se satisfatórios para o sistema de gerção de energia eólica conectado á rede elétrica.