Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano

Carlos Alberto Jorge Leite Faria Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano UMin ho | 2023 Universidade do Minho Escola de Engenharia Carlos Alberto Jorge Leite Faria Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano setembro de 2023 Carlos Alberto Jorge Leite Faria Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano Tese de Doutoramento Programa Doutoral em Engenharia Eletrónica e de Computadores Trabalho realizado sob a orientação de: Professor Doutor Luís Miguel Valente Gonçalves Professor Doutor Rui Alberto Madeira Macedo Lima Professor Doutor João Mário Rodrigues Miranda setembro de 2023 ii DIREITOS DE AUTOR E CONDIÇÕES DE UTILIZAÇÃO DO TRABALHO POR TERCEIROS Este é um trabalho académico que pode ser utilizado por terceiros desde que respeitadas as regras e boas práticas internacionalmente aceites, no que concerne aos direitos de autor e direitos conexos. Assim, o presente trabalho pode ser utilizado nos termos previstos na licença abaixo indicada. Caso o utilizador necessite de permissão para poder fazer um uso do trabalho em condições não previstas no licenciamento indicado, deverá contactar o autor, através do Repositório da Universidade do Minho. Licença concedida aos utilizadores deste trabalho Atribuição-Não Comercial-Sem Derivações CC BY-NC-ND h tt p s :/ / crea t ive comm o n s .o rg / lic en s es / by - nc - n d/ 4.0/ Universidade do Minho, 27/09/2023 Assinatura: ______________________________________________________ iii Agradecimentos Em primeiro lugar, gostaria de agradecer ao meu orientador, Professor Luís Miguel Valente Gonçalves, por todo o apoio, incentivo e orientação. Obrigado por todo o conhecimento compartilhado, ensinamentos, entusiasmo e dedicação ao longo destes anos. O meu agradecimento também, pela ajuda na realização dos testes no mar e no rio. Aos meus coorientadores, Professor Rui Alberto M.M de Lima e Professor João Mário Rodrigues Miranda, por todo o apoio. Obrigado por estarem disponíveis para me ajudar e esclarecer dúvidas que surgiram ao longo deste percurso. Também um agradecimento ao Professor Marcos S. Martins, por estar sempre disponível e facilitar o material para realização dos testes no mar e no laboratório. Aos meus colegas Tiago Matos e João Rocha, o meu agradecimento pela ajuda na realização dos circuitos eletrónicos e enorme ajuda na realização dos testes no mar e no rio. Gostaria de expressar minha sincera gratidão à minha esposa Lúcia pelo seu apoio incondicional. Gostaria de agradecer o apoio dos Projetos NORTE-010145-FEDER-000032 – NextSea, PlastiSensor, PTDC/EAM-OCE/6797/2020 e SONDA, PTDC/EME-SIS/1960/2020. Finalmente, gostaria de agradecer a Fundação para a Ciência e a Tecnologia pela minha bolsa de doutoramento SFRH/BD/137121/2018. iv DECLARAÇÃO DE INTEGRIDADE Declaro ter atuado com integridade na elaboração do presente trabalho académico e confirmo que não recorri à prática de plágio nem a qualquer forma de utilização indevida ou falsificação de informações ou resultados em nenhuma das etapas conducente à sua elaboração. Mais declaro que conheço e que respeitei o Código de Conduta Ética da Universidade do Minho. Universidade do Minho, 27 /09 /2023 Carlos Alberto Jorge Leite Faria Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano v RESUMO Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização no oceano. Com a redução das necessidades energéticas dos dispositivos de monitorização, tornou-se viável a utilização de sistemas de Energy Harvesting para fornecer energia, a fim de aumentar a autonomia das baterias ou, em alguns casos, tornar o sistema de monitorização completamente autónomo. A diminuição da dependência de substituições frequentes de baterias no ambiente oceânico ou a transição para um sistema de monitorização autónomo tornam-se ainda mais importantes em contextos ambientais agressivos, onde nem sempre é possível realizar as substituições e os custos logísticos são elevados. Além disso, se o dispositivo for submerso, haverá a vantagem adicional de não ser suscetível aos impactos das embarcações, bem como não representar um risco para a navegação, mesmo que este seja de pequenas dimensões. O objetivo desta tese de doutoramento é investigar e produzir um gerador linear eletromagnético de baixo custo que possa ser instalado em ambientes submersos, tais como nos oceanos ou rios. Devido à escassez de informações disponíveis sobre geradores lineares eletromagnéticos submersos, a linha de investigação foi direcionada para a adaptação e modificação de configurações de geradores lineares eletromagnéticos aplicados em ambientes controlados. Esta tese possibilitou a investigação, desenvolvimento, otimização e produção do protótipo de um gerador linear eletromagnético, com dimensões 260x210x112 mm 3 que pode ser instalado submerso no oceano ou rio para fornecer energia a uma rede de sensores ou a um único sensor. O protótipo foi fabricado e testado no oceano e no rio, produzindo diferentes níveis de potência de acordo com as condições ambientais (como o tipo de maré) e a área de estudo (mar ou estuário). Foi observado que o gerador linear eletromagnético tem a capacidade (na situação mais favorável dos testes) de produzir 4,8 mW e de alimentar 8 sensores de baixo consumo. Nos mais adversos cenários de testes, o gerador demonstrou a capacidade de restituir entre 43% e 90% da energia consumida em sensores com potências inferiores a 1 mW, contribuindo, deste modo, para um incremento na respetiva autonomia. Adicionalmente, foi possível produzir um protótipo por um preço inferior a 100 €, permitindo a instalação de vários geradores na área de monitorização, o que possibilita o fornecimento de energia para múltiplos sensores em estudos de monitorização de alta resolução espacial. A estratégia adotada para alcançar estes objetivos incluiu a pesquisa e seleção da configuração mais adequada para o sistema de produção de energia, identificando as arquiteturas do mecanismo de conversão energética, a escolha e otimização dos materiais em função dos valores obtidos nas simulações numéricas e sua adaptação para o ambiente marítimo. A seleção da geometria do corpo externo do sistema de conversão, foi estudada e validada por meio de simulações numéricas por OpenFoam. Palavras-Chave: E nergy Harvesting , Gerador linear eletromagnético, Gerador submerso oceânico, LEG, Produção de energia. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano vi ABSTRACT Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização no oceano With the reduction of the energy requirements for monitoring devices, the utilization of Energy Harvesting systems to supply energy to increase battery autonomy or even make the monitoring system fully autonomous has become viable. This approach has the potential to significantly reduce the need for frequent battery replacements, which, in turn, can have relevant environmental benefits. The decrease in dependence on frequent battery replacements in the oceanic environment or the transition to an autonomous monitoring system becomes even more important in aggressive environmental contexts, where it is not always possible to carry out replacements and where logistic costs are high. Furthermore, if the device is submerged, there is the additional advantage of it not being susceptible to vessel impacts and not posing a risk to navigation, even if it is of small dimensions. The purpose of this PhD thesis is to investigate and produce a low-cost linear electromagnetic generator that can be installed in submerged environments such as the ocean or river. due to the lack of available information on submerged linear electromagnetic generators, the research direction was directed towards adapting and modifying configurations of linear electromagnetic generators applied in controlled environments. This thesis enabled the investigation, development, optimization, and production of a prototype of a linear electromagnetic generator, with dimensions 260x210x112mm 3 , that can be installed underwater in the ocean or river to provide energy to a network of sensors or a single sensor. The prototype was manufactured and tested in the ocean and river, producing different levels of power according to environmental conditions (such as the type of tide) and the study area (ocean or estuary). It was observed that the linear electromagnetic generator has the capacity (in the most favourable test situation) to produce 4.8 mW and supply 8 low-power sensors. In the most adverse test scenarios, the generator has demonstrated the ability to restore between 43% and 90% of the energy consumed by sensors with power levels below 1 mW, thus contributing to an increase in their respective autonomy. Additionally, it was possible to produce the prototype for less than €100, allowing for the installation of multiple generators in the monitoring area, enabling the supply of energy to multiple sensors in studies of high spatial resolution monitoring. The strategy adopted to achieve these objectives included researching and selecting the most suitable configuration for the energy production system, identifying the architectures of the energy conversion mechanism, choosing and optimizing materials based on the values obtained in numerical simulation and adapting them to the marine environment. The choice of the external body geometry of the conversion system was studied and validated through numerical simulations performed with OpenFoam. Keyword: Energy Harvesting, Electromagnetic Linear Generator, Ocean Submersible Generator, LEG, Power Generation. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano vii Índice DIREITOS DE AUTOR E CONDIÇÕES DE UTILIZAÇÃO DO TRABALHO POR TERCEIROS .............. ii Agradecimentos ......................................................................................................................................................... iii RESUMO ......................................................................................................................................................................... v ABSTRACT .................................................................................................................................................................... vi Lista de abreviaturas, unidades e símbolos .......................................................................................................x Figuras .......................................................................................................................................................................... xii Tabelas .......................................................................................................................................................................... xx Capítulo 1 Introdução ............................................................................................................................. 22 1.1 Motivação .......................................................................................................................................................... 23 1.2 Objetivos ............................................................................................................................................................ 24 1.3 Estrutura da tese ............................................................................................................................................ 25 Capítulo 2 Estado da Arte ...................................................................................................................... 28 2.1 Energy Harvesting........................................................................................................................................ 29 2.2 Sistemas piezoelétricos ................................................................................................................................ 31 2.2.1 Aplicações não marítimas .................................................................................................................. 31 2.2.2 Aplicações marítimas .......................................................................................................................... 33 2.3 Sistemas triboelétricos ................................................................................................................................. 39 2.3.1 Aplicações não marítimas .................................................................................................................. 39 2.3.2 Aplicações marítimas .......................................................................................................................... 41 2.4 Sistemas eletromagnéticos ......................................................................................................................... 45 2.4.1 Aplicações não marítimas .................................................................................................................. 45 2.4.2 Aplicações oceânicas ........................................................................................................................... 47 2.5 Comparativo dos sistemas e arquiteturas LEG ................................................................................... 49 2.5.1 Comparativo entre sistemas de produção de energia ............................................................ 50 2.5.2 Arquiteturas de Geradores lineares eletromagnéticos cilíndricos de escala reduzida ................................................................................................................................................................................. 51 2.6 Resumo ............................................................................................................................................................. 62 Capítulo 3 Seleção da arquitetura e componentes LEG............................................................... 63 3.1 Mecanismo de produção de energia ..................................................................................................... 64 3.1.1 Piezoelétrico ........................................................................................................................................... 64 3.1.2 Triboelétricos ......................................................................................................................................... 64 3.1.3 Eletromagnéticos .................................................................................................................................. 65 3.2 Seleção do mecanismo Eletromagnético .................................................................................. 65 3.2.1 Princípio de funcionamento eletromagnético .................................................................. 65 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xiv Figura 2.30. As bobinas estão fixas e os magnetos movem-se no seu interior. As bobinas superiores e inferiores têm o mesmo sentido de enrolamento das espiras, enquanto a bobina intermédia tem sentido de enrolamento contrário, [44]. ............................................ 52 Figura 2.31. Dimensões proposta para o gerador, [44]................................................................. 53 Figura 2.32. Dispositivo proposto, que respeita a arquitetura I, [45]. .................................... 55 Figura 2.33. Representação da altura ZC............................................................................................. 56 Figura 2.34. a) Esquema do dispositivo, b) Um dos protótipos usados, c) Protótipos utilizados nos testes, com posições diferentes para bobina, [52]. ............................................ 57 Figura 2.35. a) Protótipo, b) Modelo baseado na arquitetura I, sendo y(t) base de excitação, (h) altura do magneto, db e dt distâncias relativamente à base dos magnetos dos respetivos polos N e S, [53]. ..................................................................................................................... 58 Figura 2.36. a) Modelo mecânico, b) Modelo elétrico, [53]. ........................................................ 59 Figura 2.37. a) Gerador linear eletromagnético, b) Princípio de funcionamento, sendo N1 e N2 as dimensões da bobina, v a velocidade do magneto, [55]. ............................................... 60 Figura 2.38. a) Configuração do sistema de conversão de energia, b) Sistema simplificado, com altura da bobina hcoil, altura dos magnetos hmag, diâmetro da esfera dball, comprimento do tubo lEH, diâmetro da mola, dspring, diâmetro do magneto dmag, diâmetro da bobina dcoil e dEH diâmetro do tubo, c) Modelos equivalentes, mecânico e elétrico, [56]. ................................................................................................................................................. 61 Capítulo 3 Figura 3.1. Linhas de campo magnético no condutor. .................................................................... 65 Figura 3.2. a) Magneto dentro do tubo, b) Diagrama de forças do movimento descendente do magneto, com um angulo Υ. Fa é a força de atrito, Felem é a força eletromagnética e Pm é o peso do magneto. . ................................................................................................................................. 67 Figura 3.3. Diagrama de forças aplicadas, sendo o Ft uma força aplicada ao corpo. .......... 68 Figura 3.4. Critério de seleção, forma, magnetismo residual ou densidade de fluxo magnético remanescente(Br) em Tesla(T) ou Gauss (G) e peso. . ............................................. 71 Figura 3.5. Forma do corpo e bobina para magnetos cúbicos ou discos quadrados (verde polo Norte, vermelho polo Sul). ............................................................................................................... 72 Figura 3.6. Magneto em forma de anel e corpo exterior. .............................................................. 72 Figura 3.7. Vermelho da esfera é polo Norte e verde polo Sul. ................................................... 72 Figura 3.8. Magneto de disco ou cilíndrico e forma exterior. ...................................................... 73 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xv Figura 3.9. Magneto com geometria de bloco, figura do catálogo do fabricante (https://www.supermagnete.de). .......................................................................................................... 74 igura 3.10. Magneto com geometria de anel, figura do catálogo do fabricante (https://www.supermagnete.de). .......................................................................................................... 75 Figura 3.11. Magneto esférico, figura do catálogo do fabricante (https://www.supermagnete.de). .......................................................................................................... 75 Figura 3.12. Magneto com geometria de disco ou cilindro, figura do catálogo do fabricante (https://www.supermagnete.de). .......................................................................................................... 75 Figura 3.13. Comparação entre as diferentes geometrias para uma espessura de 10 mm, a) Dimensão máxima de 30 mm, b) Dimensão máxima de 20 mm, c) Dimensão máxima de 10 mm, d) Comparação entre o bloco e disco com dimensão máxima de 30 mm ......... 76 Figura 3.14. Placas produzidos e de compra, a) Placas de PLA e ABS, com 60x40x 5 mm, b) Representação das camadas de fabrico por FDM, c) Placa de acrílico do lado esquerdo e placa de PTFE do lado direito. ............................................................................................................. 77 Figura 3.15. Medidor de rugosidade. .................................................................................................... 78 Figura 3.16. Máquina de tribologia UMT3 CETR. ............................................................................. 79 Figura 3.17. Dimensões do suporte da bobina. ..... ........................................................................... 80 Figura 3.18. a) O dispositivo , b) Desenho de corte do dispositivo para fixação das cotas utilizadas nos cálculos teóricos. H cota relativa. .............................................................................. 81 Figura 3.19. Tensões teóricas obtidas com tempo de queda total 0.128 segundos. ........... 82 Figura 3.20. Valor experimental e valores teórico. ......................................................................... 83 Figura 3.21. Magneto a mover-se no interior das espiras, m dipolo magnético ,re raio das espiras, r distância da face do magneto ao plano que contém a espiras, Bz e Ba, densidade do fluxo magnético nas respetivas direções, 𝑎,𝑏 𝑒 𝑐 são os vetores unitários e v velocidade devido ao deslocamento em r................................................................................................................... 84 Figura 3.22. R1 e R2, Raio interno e externo da bobina, Z altura ao centro do magneto, r distância de progressão do movimento do magneto, Z2 e Z3, cota inferior e superior da bobina. ............................................................................................................................................................... 85 Figura 3.23. Valor experimental e valor teórico do modelo considerado. ............................. 87 Figura 3.24. Representação do circuito do gerador eletromagnético. ..................................... 88 Figura 3.25. a) Tipo de configuração , b) Configuração do campo magnético, figura adaptada [56]. ............................................................................................................................................... 90 Figura 3.26. Alteração do fluxo magnético em função da combinação dos magnetos e Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xvi espaçamento entre estes, figura adaptada [56]. ............................................................................... 90 Figura 3.27. Bob 1 e Bob2, são as bobinas 1 e 2, a) Movimento esquerda para direita, b) Movimento direita para esquerda. ........................................................................................................ 91 Capítulo 4 Figura 4.1. Projeto do dispositivo de testes ao LEG.O gerador é constituído pelas duas bobinas e o elemento magneto (dois magnetos e espaçador). A distância entre as bobinas é dc e dm é a altura do espaçador entre os magnetos. ................................................................... 94 Figura 4.2. A imagem do dispositivo de teste e respetivo equipamento. ................................ 95 Figura 4.3. Potência instantânea observada, com a modificação do valor do espaçador (dm)entre o núcleo magnético, de 4-30 mm. O espaçamento entre as bobinas , dc=0 mm. .............................................................................................................................................................................. 97 Figura 4.4. Potência média em função da distância entre os dois magnetos (dm), para os ângulos de 15º,20º e 30º. ........................................................................................................................... 97 Figura 4.5. Potência instantânea para dm=6mm, com modificação da distância entre as bobinas(dc) e do ângulo. ............................................................................................................................ 98 Figura 4.6. Potência média em função distância entre bobinas para o espaçamento entre magnetos de 6 mm. ..................................................................................................................................... 99 Figura 4.7. LEG com as dimensões otimizadas. ................................................................................. 99 Capítulo 5 Figura 5.1. Um possível diagrama das ligações elétricas das duas bobinas, o sistema de armazenamento de energia e a carga. ................................................................................................ 103 Figura 5.2. Dispositivo para simulação das frequências de movimento. ............................. 105 Figura 5.3. Bancada para ensaios de frequência. .......................................................................... 106 Figura 5.4. Tensão de saída de cada bobina (A e B) no teste de queda livre, quando os magnetos se movem na direção A-B e direção B-A (B–A). ......................................................... 108 Figura 5.5. a) Combinação série antes da ponte retificadora, (b) Combinação série depois da ponte da retificadora, (c) Combinação paralelo antes da ponte retificadora, (d) Combinação em paralelo após a passagem de cada bobina pela ponte retificadora. ...... 108 Figura 5.6. Tensões de saída calculada e obtida experimentalmente, em queda livre nas direções da Bobina A-B (gráfico esquerdo) e da Bobina B-A. Aa bobinas A e B estão ligadas em série e posteriormente são medidos após a ponte retificadora. ...................................... 109 Figura 5.7. Tensões de saída calculada e obtida experimentalmente, em queda livre nas Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xvii direções da Bobina A-B (gráfico esquerdo) e da Bobina B-A. As bobinas A e B estão ligadas em série após a tensão de cada bobina passar pela ponte retificadora. .............................. 110 Figura 5.8. Tensão de saída calculada e valor da tensão experimental em queda livre, com movimento da Bobina A para Bobina B (gráfico esquerdo) e da Bobina B para a Bobina A (gráfico direito). As bobinas são ligadas primeiro em paralelo seguido depois da ponte retificadora. ................................................................................................................................................. 111 Figura 5.9. Tensão saída calculada e valor da tensão experimental em queda livre, com movimento da Bobina A para Bobina B (gráfico esquerdo) e da Bobina B para a Bobina A (gráfico direito). As bobinas são ligadas em paralelo depois das pontes retificadoras.. 112 Figura 5.10. Tensões de saída em queda livre para duas resistências. ................................ 114 Figura 5.11. Potência média em função da carga resistiva. Os pontos representam os valores médios de 6 testes, as barras o desvio padrão. A linha representa a potência gerada quando utilizada para carregar uma bateria de lítio de 3,2 V. .................................. 115 Figura 5.12. Potência média obtida para três valores de resistências de carga, com frequências de movimento de 0,1-0,4 Hz. Os pontos, representam os valores médios e as barras o desvio padrão em 6 testes. . ................................................................................................. 117 Figura 5.13. Carregamento do condensador durante 900 s, em função da frequência. . 118 Figura 5.14. Energia armazenada no condensador em 900 s. .................................................. 118 Figura 5.15. Carregamento do condensador a 0,2 Hz, com carga de 3 sensores. .............. 119 Capítulo 6 Figura 6.1. Gráfico de Cd em função número do Reynolds, de Kraaiennest – baseado na figura 5.12 e equações da tabela de R. Clift, J. R. Grace e M. E. Weber (1978). ................... 124 Figura 6.2. Fluxo da simulação. ............................................................................................................. 125 Figura 6.3. Modelação da esfera em fusion 360 e exportação do ficheiro stl, com pré-malha. ........................................................................................................................................................................... 127 Figura 6.4. Imagem esquerda, corte da malha do volume do fluído com esfera no centro. A malha é mais refinada na zona adjacente entre a esfera e o fluído. Na imagem direita, está apresentado a malha da esfera e as camadas mais refinadas junto à esfera. ..................... 127 Figura 6.5. Marcação dos valores de CD obtidos nas simulações. ............................................ 128 Figura 6.6. Modelo selecionado após as simulações. a) Vista em perspetiva, b) Vista lateral, c) Vista frontal, d) Vista traseira. ......................................................................................................... 129 Figura 6.7. Dimensões em milímetros, do protótipo utilizado nas simulações. ................ 129 Figura 6.8. a) Dimensões usadas para a simulação da interação fluido/protótipo, b) Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xviii Protótipo , c) Vista superior. .................................................................................................................. 130 Figura 6.9. a) Posicionamento do protótipo, b) Malha fina do volume do fluido, c) Malha fina do dispositivo, d) Visualização do detalhe da aresta, e) Malha grosseira/média do volume do fluido, f) Malha grosseira/média do dispositivo, g) Visualização da aresta . 132 Figura 6.10. Vista em corte do volume do fluido com o dispositivo, a)Transição suave nas células da malha na proximidade do dispositivo (com mais células), b) Transição suave na malha (com menos células) para o dispositivo, mas com maior número de camadas de refinamento. ................................................................................................................................................. 132 Figura 6.11. Posicionamento do protótipo para as simulações.. ............................................. 133 Figura 6.12. Identificação dos componentes do protótipo para referência das visualizações. ............................................................................................................................................... 134 Figura 6.13. Velocidade para as pás P1, P2 e B1 para 1 s, para os ângulos 0º a 15º. ....... 135 Figura 6.14. Velocidade para as pás P1, P2 e B1 para 1 s, para os ângulos 20º e 30º. .... 136 Figura 6.15. Linhas de fluxo do fluído, para o ângulo 0º,15º e 20º. ........................................ 137 Figura 6.16. Linhas de fluxo do fluído para o ângulo 30º. .......................................................... 138 Figura 6.17. Linhas do fluxo que atravessa o protótipo, para 30º e 0.3 ms-1. .................. 138 Figura 6.18. Valores de FL e FD. ............................................................................................................. 139 Figura 6.19. Valores de FD e FL para 0.3 ms-1 para os ângulos 0º, 15º, 20º e 30º. ............ 140 Figura 6.20. Velocidades constantes de 0,1, 0,2, 0,25 e 0,5 ms-1 ,com ângulos diferentes. ........................................................................................................................................................................... 140 Figura 6.21. Valores de FD e FL para 0.3 ms-1 para os ângulos -15º, -20º e -30º. .............. 141 Figura 6.22. Velocidades constantes com alteração do ângulo negativo. ............................ 142 Figura 6.23. Valores de CL para os ângulos de 0º, 15º, 20º e 30º.. .......................................... 143 Figura 6.24. Valores de CL para os ângulos de -15º, -20º e -30º. Velocidade de simulação de 0,3 ms-1. .................................................................................................................................................... 144 Capítulo 7 Figura 7.1. Desenho construção do LEG e os seus componentes.. .......................................... 150 Figura 7.2. a) Desenho de fabrico, b) Ficheiro STL para fabrico, c) Fabrico topos em silicone. .......................................................................................................................................................... 151 Figura 7.3. Diagrama de ligação das pontes retificadores, uma para cada bobina. D1, D2, D3, D4, D5 e D6, são os díodos, B1AC1 e B1AC2 entrada da tensão da bobina 1, B2AC1 e B2AC2 entrada da tensão da bobina 2, B1e B1+, saída retificada da Bobina 1, B2e B2+, saída retificada da bobina2. a) Desenho em ferramenta CAD eletrónico, b) Esquema do Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xix circuito. .......................................................................................................................................................... 151 Figura 7.4. a) Ligações das duas pontes retificadores, b) Montagem do LEG com as pontes retificadores, tubo de circulação do ar , tampos de silicone nos topos , magnetos no seu interior com o espaçador e isolamento com fita isoladora. ....................................................... 152 Figura 7.5. a) Molde em PLA para colocação do LEG, b) Material de encapsulamento do LEG, c) Montagem final com a fixação dos topos com o mesmo material de revestimento. ........................................................................................................................................................................... 153 Figura 7.6. Dispositivo externo do LEG com as dimensões das simulações. ..................... 154 Figura 7.7. Estrutura de fixação do protótipo. Existência de dois cabos de ligação do protótipo à estrutura e um cabo limitador de ângulo. ................................................................. 156 Figura 7.8. Diagrama das ligações do datalogger. ......................................................................... 157 Figura 7. 9. Montagem do datalogger. a) Conjunto do sistema, b) pormenor da montagem do Arduíno® e baterias no corpo de PVC ......................................................................................... 158 Capítulo 8 Figura 8.1. Vista frontal na imagem esquerda e vista lateral, na imagem direita. Componentes de montagem e suporte utilizados para os testes. ........................................... 160 Figura 8.2. Base da estrutura com algas marinhas. ...................................................................... 161 Figura 8.3. Localização dos testes e orientação da estrutura. ................................................. 161 Figura 8.4. Movimento do protótipo. As posições "a" e "b" indicam movimento da direita para a esquerda. O movimento da esquerda para a direita é representado nas posições "d" e "c". As posições "e" e "f" mostram uma sequência do movimento de "d" e "c". As posições "e" e "f" mostram uma sequência do movimento de "d" para "c" com amplitude reduzida, iniciando a partir do centro da estrutura e progredindo em direção à direita. ............ 162 Figura 8.5. Zona estuarina do rio Cávado onde foram efetuados os testes. ........................ 163 Figura 8.6. a) Representação do protótipo com as direções e sentido das acelerações. Gráfico da tensão obtida numa amostragem de 300 s, sem retificação da onda e sem condensador, b) Tensão de saída numa amostragem com dois ciclos completos. ........... 164 Figura 8.7. Sinal de tensão típico versus aceleração. ................................................................. 165 Figura 8.8. Tensão numa amostra de 300 s, com as acelerações Axx,Ayy e Azz................ 167 Figura 8.9. a) Amostragem de 100 segundos da produção tensão em função mudança do ângulo em x , b) Amostragem de um período completo ............................................................. 167 Figura 8.10. Caraterização do gerador no oceano. Potência produzida vs. frequência das oscilações durante 4 testes..................................................................................................................... 168 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xx Figura 8.11. a) Tensão em função da aceleração, b) Tensão em função da alteração do ângulo, c) Detalhe da alteração do ângulo e incremento da tensão. ...................................... 170 Figura 8.12. Aplicação no rio, a) Variação da aceleração e tensão no condensador, b) Variação do ângulo e da mesma tensão. ......................................................................................... 172 Figura 8.13. Variação da energia no condensador Ec e Et é o valor teórico do descarregamento do condensador sem o gerado. ......................................................................... 172 Tabelas Capítulo 2 Tabela 2.1. Comparação das potências obtidas em PEH com sistema de viga fixa num lado, tabela retirada de [1]. .................................................................................................................................. 32 Tabela 2.2. Vantagens e desvantagens sistemas de produção energia. ................................... 50 Tabela 2.3. Tensões e potências dispositivos eletromagnéticos. ............................................... 51 Capítulo 3 Tabela 3.1. Material do magneto, com capacidade de trabalhar até 80ºC. ............................. 73 Tabela 3.2. Valores de Ra (µm). ............................................................................................................... 78 Tabela 3.3. Valores de Ra(µm). ................................................................................................................ 78 Tabela 3.4. Coeficiente de atrito estático. ............................................................................................ 79 Tabela 3.5. Tensões Teóricas da queda livre. ..................................................................................... 81 Capítulo 5 Tabela 5.1 Energia consumida por cada sensor. ........................................................................... 107 Tabela 5.2. Tensões máximas das combinações. ........................................................................... 112 Tabela 5.3. Tempo total da tensão acima dos 4,0 V, em função do tipo de configuração. ........................................................................................................................................................................... 113 Tabela 5.4. Potência média em função das resistências de carga. .......................................... 114 Tabela 5.5. Energia armazenada em 900 s e correspondente potência média. ................. 120 Tabela 5.6. Número de sensores que será possível alimentar , com base em 900 s.. ...... 120 Capítulo 6 Tabela 6.1. Valores CD em função número de Re. ........................................................................... 128 Tabela 6.2. Valores das forças obtidas na simulação numérica. .............................................. 145 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano xxi Capítulo 7 Tabela 7.1. Materiais utilizados no protótipo. ................................................................................ 154 Tabela 7.2. Volume dos componentes. ............................................................................................... 155 Capítulo 8 Tabela 8.1. Potência produzida e respetivas condições oceânicas. ........................................ 168 Tabela 8.2. Energia e balanço de potência. Produzido, consumido pelo sensor e armazenado no condensador no teste realizado no mar. .......................................................... 171 Tabela 8.3. Resumo dos testes de carregamento do condensador no oceano. .................. 171 Tabela 8.4. Variáveis e valores utilizados para calcular a energia armazenada no condensador. ................................................................................................................................................ 173 Tabela 8.5. Energia e balanço de potência: Produzido, consumido pelo sensor e armazenado no condensador, num teste de rio. ............................................................................ 173 Tabela 8.6. Resumo dos testes no rio. ................................................................................................ 174 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 22 Capítulo 1 Introdução Neste capítulo da tese de doutoramento, será apresentado o objetivo geral do estudo, bem como a motivação e os objetivos específicos subjacentes ao seu desenvolvimento. A sua estrutura será detalhada também. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 23 1.1 Motivação No âmbito do projeto de investigação NEXT-SEA coordenado pela Universidade do Minho, foi possível adquirir conhecimentos na área de Energy Harvesting . O objetivo desta investigação foi estabelecer as bases para a próxima geração de gestão de sistemas marítimos, baseada no conhecimento e na inovação, suportada pelas áreas de eletrónica, materiais, taxonomia, ecologia e conservação, utilizando o Noroeste de Portugal como caso de estudo. Foram desenvolvidos sensores subaquáticos para monitorização do pH, temperatura, sedimentos, concentração de clorofila, salinidade, concentração de oxigénio e um modem acústico para envio dos dados para a superfície. A energia para alimentar os sensores que apresentavam baixo consumo energético, foi fornecida por baterias LiPo, sendo que a sua duração dependia da eficiência da gestão da frequência de amostragem e da capacidade da bateria. Antes de as baterias ficarem sem carga, era necessário realizar deslocações de barco para proceder à sua substituição. Em um ambiente marinho imprevisível e hostil, nem sempre é possível substituir as baterias dos dispositivos no momento necessário, levando à perda de dados após a descarga das mesmas. Para superar este problema, tornou-se necessário investigar e desenvolver um dispositivo que pudesse aproveitar o ambiente subaquático para gerar energia, aumentar a autonomia e prolongar o intervalo entre as substituições das baterias, reduzindo assim o impacto ambiental e, eventualmente, tornando o sistema energeticamente autónomo. Além disso, o dispositivo deveria ser capaz de funcionar em profundidades entre 3 e 10 metros, produzir tensões superiores a 3 V e não ser afetado pelo biofouling (bioincrustação). Estes desafios acrescentaram um elevado nível de motivação, considerando a escassa informação disponível sobre sistemas de Energy Harvesting subaquáticos utilizados no oceano. Existem alguns sistemas de Energy Harvesting que podem ser se adaptadas para aplicações no oceano, à superfície ou submersos. Alguns destes sistemas são complexos e para a aplicação que se pretende, a solução tem de ser fiável, não exigir uma manutenção frequente e não utilizar materiais que sejam nocivos ao ambiente aquático onde esteja inserido (por exemplo, não usar revestimentos anti-biofouling ). O facto do nosso dispositivo poder estar adequado ao biofouling (bioincrustação e acumulação de microorganismos) sem utilizar agentes químicos, irá direcionar a nossa investigação para sistemas que não tenham partes móveis. Esta restrição, promove soluções em que o dispositivo não tenha partes rotativas e o conjunto seja apenas uma peça única. Não havendo partes rotativas, também implica que não será usado geradores eletromagnéticos rotativos, rotações de partes do dispositivo e haverá limitações no seu movimento. Dentro de todos estes condicionantes, outras não menos importantes, como por exemplo Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 30 Existem três mecanismos básicos para converter a energia cinética em elétrica: piezoelétrico, eletrostático e eletromagnética. A produção de energia por piezoeletricidade é um processo de conversão de energia mecânica em energia elétrica, que ocorre quando um material piezoelétrico é submetido a uma deformação mecânica. Um material piezoelétrico é capaz de gerar uma carga elétrica quando é deformado, torcido ou comprimido. Essa carga elétrica pode ser armazenada e usada de acordo com a finalidade que se pretende. A recolha de energia por piezoeletricidade é amplamente utilizada em aplicações onde existem vibrações ou movimentos, como em estruturas de pontes, turbinas eólicas, movimento de fluidos, veículos e edifícios. O movimento ou a vibração dessas estruturas, ao ser convertido em energia elétrica, pode ser utilizado para alimentar sensores de monitorização, dispositivos sem fio e outros equipamentos eletrónicos. É importante destacar que, por vezes, os mecanismos básicos podem ser combinados para criar sistemas híbridos de energy harvesting . A geração eletrostática consiste em dois condutores separados por um dielétrico (ou seja, um condensador), que se movem um em relação ao outro. À medida que os condutores se movem, a energia armazenada no condensador modifica-se, proporcionando assim o mecanismo de conversão de energia mecânica em elétrica. Para este tipo de mecanismo, iremos referir os dispositivos triboelétricos, uma vez que a recolha de energia triboelétrica é um processo de conversão de energia mecânica em energia elétrica, que ocorre quando materiais de diferentes propriedades eletrostáticas entram em contato e depois são separados. Durante o contato, os eletrões são transferidos de um material para outro, criando uma diferença de potencial elétrico entre os materiais. Quando os materiais são separados, essa diferença de potencial gera uma corrente elétrica, que pode ser recolhida e usada para alimentar dispositivos eletrónicos. A recolha de energia por eletromagnetismo é um processo de conversão de energia que utiliza campos eletromagnéticos para gerar corrente elétrica num circuito elétrico. Esse processo é baseado na lei indução eletromagnética de Faraday, que estabelece que uma variação do fluxo magnético num circuito elétrico produz uma tensão elétrica induzida. Por exemplo, ao colocar uma bobina de fio condutor próximo de uma fonte de campo magnético variável, é possível gerar uma tensão elétrica que pode ser armazenada num condensador ou bateria e usada para alimentar dispositivos eletrónicos. Essa técnica é utilizada em diversas aplicações, como em sensores de baixo consumo, dispositivos portáteis, redes de sensores sem fio, sistemas de monitorização remota. A produção de energia por eletromagnetismo é uma forma sustentável de obter energia elétrica a partir de fontes ambientais. O foco da tese, é direcionada para sistemas energy harvesting aplicadas no oceano, sendo o Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 31 estado da arte mais aprofundado nos sistemas piezoelétricos, eletromagnéticos, misto e triboelétricos. 2.2 Sistemas piezoelétricos 2.2.1 Aplicações não marítimas O fenómeno dos materiais piezoelétricos foi encontrado pelos irmãos Pierre e Jacques Currie em 1880.Verificaram que se fosse aplicado uma pressão a um cristal quartzo, este gerava uma carga elétrica. Esta propriedade, designada por piezoeletricidade é devido à ausência de centro de simetria no cristal. Não havendo centro de simetria, o ião positivo e negativo movimenta-se um em relação ao outro, produzindo assim a polarização. Significa que quando é aplicada uma pressão, esta polarização irá gerar um campo elétrico, devido à deformação associada no cristal. Aplicando esta propriedade do material num dispositivo de produção de energia, podemos afirmar que se irá dar a transformação da energia absorvida pelo transdutor piezoelétrico do ambiente para tensão elétrica, podendo esta ser usada para carregar baterias ou alimentar um dispositivo eletrónico [1], a figura 2.1, representa uma das formas de utilização do material piezoelétrico. Figura 2.1. Piezoelétrico com proteção/encapsulamento sujeito a um movimento. Fixação num dos lados, para permitir a deformação do piezoelétrico. Nas últimas décadas, produzir energia através do movimento humano [2] e de animais [3], tem merecido atenção de muitos investigadores assim como também a sua aplicação em outras áreas. Existem alguns materiais que podem ser aplicados, tais como Piezoelectric Zirconate Titanate (PZT) e Piezoelectric Polymer Polyvinylidene Fluoride (PVDF), para fabrico dos dispositivos de produção de energia piezoelétricos (PEH). A produção da energia por PEH, necessita frequências elevadas de acordo com tabela 2.1. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 32 Tabela 2.1. Comparação das potências obtidas em PEH com sistema de viga fixa num lado, tabela retirada de [1], com permissão Creative Commons CC License BY-NC-ND 4.0. Mecanismo/Sistema Frequência (Hz) Carga Elétrica (kΩ) Potência (mW) Bi-stable composite PZT plate for broadband energy harvesting 38 ___________ 36,2 PZT energy harvester for pavements 10, 15 20-10 0,88, 11,67 Simply supported plate type PZT layered harvester ≈3000-20000 0,1-20 ≈0,00088 -0,125 Multi-layered harvester with PZT, carbon/epoxy and glass/epoxy layers 212-310 23 0,22-0,28 Micropower harvester for gloves ≈60 ≈1000 0,011 PZT nanofibers for nanogenerator in soft polymers ≈35 6000 0,00003 Nas figuras abaixo, estão representados alguns exemplos que foram testados com esta opção tecnológica. Figura 2.2. Sistema de recolha de energia implementada na via rodoviária. A) Método de montagem, B) Um módulo fabricado. Adaptado de [4], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. O sistema representado na figura 2.2, produziu 11,67 mW com uma frequência de 15 Hz. Um dispositivo de produção de energia com aplicação de PVDF e uma estrutura de dimetil polissiloxano (PDMS), foi fabricado e testado com capacidade de fornecer 0,0064 µW a 2 Hz [5] ,figura 2.3. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 33 Figura 2.3. A) O PVDF encapsulado em PDMS, B) Zona de teste do dispositivo de colheita de energia. Adaptado de [5], Copyright © 2023, com permissão da IOP. 2.2.2 Aplicações marítimas No âmbito das aplicações marítimas, existem várias soluções que foram implementadas. Houve investigadores que optaram por aplicar PEH à superfície do oceano, enquanto outros optaram por aplicar submersos. 2.2.2.1 Produção de energia à superfície do oceano Uma das áreas que tem sido investigado é aplicação do PEH à superfície, aproveitando as ondas para produção de energia. O investigador Hidemi Mutsuda et al. [6], em 2017 investigou o uso de um piezoelétrico flexível para produzir energia no oceano. O dispositivo fabricado, com dimensões de 500 mm de comprimento, 100 mm de largura e 10 mm de espessura (com a proteção), foi testado em dois locais diferentes, em oceano aberto, numa boia e numa zona costeira, perto da praia. O princípio de funcionamento, é a produção da energia através da vibração causada pelas ondas, que neste caso o autor designou como piezoelétrico flexível (FPED), figura 2.4, o dispositivo criado. Figura 2.4 . Testes do FPED no oceano. Adaptada de [6], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 34 Dos testes efetuados, os autores concluíram que perto da costa, os valores de potência foram significativamente mais baixos do que no alto mar. Obtiveram valores máximos de 0,6 µW/cm 3 perto da costa e no alto mar 2,6 µW/cm 3 , produzindo assim uma potência máxima 500 mW com uma resistência de carga de 1 MΩ. Dois parâmetros são importantes no sistemas de produção de energia, a tensão máxima obtida porque irão haver quedas de tensão devido à necessidade da retificação da tensão alternada para a tensão contínua e a frequência com que o sistema trabalha para obter essa tensão. Neste sistema, a tensão de pico máxima foi de 6 V e com o sistema a trabalhar entre 0,5 e 2,0 Hz. Um dispositivo apresentado por Wenzheng Cai et al. [7], produziu em testes no rio, uma potência máxima de 5 mW a uma frequência 0,8 Hz com uma resistência de carga de 750 kΩ. No artigo não é mencionado as tensões obtidas, na figura 2.5, o dispositivo que foi fabricado e estudado. Figura 2.5. A) Estrutura do modelo a ser estudado, B) Protótipo, C) Testes no rio Detroit. Adaptado de [7], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. De acordo com os mesmos autores, os estudos foram efetuados até 2 Hz, uma vez que a maior parte das ondas estão concentradas nas baixas frequência. De acordo com Viñolo et al. [8], foi desenvolvido e produzido um gerador que converte a energia das ondas, utilizando discos piezoelétricos. Na figura 2.6, está representado o princípio do funcionamento do dispositivo, duas massas esféricas ligadas por um veio e centradas num eixo sem atrito. A posição 1, da figura é a posição central. O movimento das ondas, irá promover o movimento idêntico ao de um pendulo e os discos piezoelétricos irão sofrer os impactos das massas esféricas representados pela posição 2 e 3. O movimento será efetuado no sentido contrário ao impacto das Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 35 ondas. Figura 2.6. A) Esquema do funcionamento, posição 1,2 e 3, B) Vista em perspetiva. Com o este protótipo, a trabalhar a uma frequência entre 1-2 Hz, foi possível atingir picos de potências de 2,99-15,98 mW, associado a uma resistência de carga de 100 Ω. Estes valores foram obtidos em testes experimentais no laboratório. O protótipo quando foi testado no mar, alcançou uma potência de 9 mW, num dia de mar em estado de serenidade. Segundo os autores Arbie et al. [9], usando 90 discos piezoelétricos, num dispositivo com as dimensões de 200 cm de altura ,110 cm de largura e 110 cm de comprimento, obtiveram uma tensão média de 29,85 V e uma potência máxima de 59,92 mW, figura 2.7. Figura 2.7. A) Desenho do modelo, B) Protótipo em testes. Adaptada de [9], com permissão Creative Commons CC License BY-NC-ND 4.0. A placa de oscilação movimenta-se no sentido vertical, assim como também a placa oscilante dos piezoelétricos, permitindo a deformação e consequente produção de energia. Como último exemplo desta tecnologia, Yeong-min Na et al. [10], apresentou um pequeno dispositivo de produção de energia através da oscilação das ondas do mar, com produção média de 0,33 mW e uma tensão média 2,61 V. Realizaram testes com um condensador e ao fim de 30 minutos de funcionamento, este atingiu uma tensão de 3,39 V, figura 2. 8, o esquema do dispositivo e forma de funcionamento. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 36 Figura 2.8. Esquema de funcionamento do dispositivo, posição 1 impacto da barra no disco piezoelétrico direito, posição 2 impacto no disco piezoelétrico esquerdo. Foi utilizado uma impressora 3D para o fabrico da proteção do corpo em biopolímero ácido poliláctico (PLA) e o leme em acrilonitrila butadieno estireno (ABS). A barra de percussão foi fabricada em aço inox SUS304 e foram utilizados piezoelétricos (PTZ), neste caso o PTZ-4. 2.2.2.2 Produção de energia em ambiente submerso Outros dispositivos, com a mesma tecnologia foram estudados para serem aplicandos submersos no oceano. Foi desenvolvido um modelo matemático por X.D. Xie et al. [11] para um dispositivo submerso a 2 metros com a possibilidade de fornecer uma potência média de 30 W, utilizando piezoelétricos montados numa viga de 1,7 m de comprimento. Para produzir a potência mencionada, existiam algumas restrições: -Comprimento da onda deverá ter 21,2 m; -Altura da onda 4 m; -O dispositivo deverá estar localizado a 2 m da superfície; -Comprimento de cada barra ( l ) que contém os piezoelétricos deve ser de 1,2 m; -O comprimento total dos piezoelétricos montados deverá atingir 23 𝑙 e a sua largura deverá ser de 1 m; -A largura do piezoelétrico terá de ser 0,05 m. Na figura 2.9, o dispositivo proposto. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 37 Figura 2.9. a) Dispositivo de produção de energia, b) Barra de montagem dos piezoelétricos, adaptado de [11], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Para outras configurações, obtiveram-se valores mais baixos de potência, desde 2,5 mW. Após uma análise das dimensões deste dispositivo, pode-se afirmar que as dimensões são consideráveis, assim como a necessidade de ondas de altura significativa para atingir a potência máxima. Inspirado pela cauda do peixe, Guangwei Shi et al. [12] propôs um dispositivo que funcionava com a corrente da água através da indução da variação do fluxo, criando vórtices. Na figura 2.10, o sistema que foi proposto. Figura 2.10. a) Aplicação da colheita de energia, b) Modelo de inspiração, c) Montagem do dispositivo d) Protótipo. Adaptada de [12], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. De acordo com autor, a uma velocidade da água a 0,6 ms -1 e uma resistência de carga de Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 38 3x10 5 Ω, obteve-se uma potência máxima 3,6 mW. A mínima potência obtida foi de 0,6 mW a uma velocidade da água de 0,4 ms -1 com uma resistência de carga de 1,4x10 5 Ω. A variação da massa do corpo, assim como o do seu diâmetro, irá produzir valores diferentes de potência. Neste protótipo, o comprimento da viga utilizado foi de 100 mm, a do corpo é de 100 mm e o seu comprimento total 200 mm. Também com inspiração na natureza, Feng Qian et al. [13], apresentou um dispositivo de produção de energia para alimentar a telemetria dos animais marítimos, tendo como inspiração o peixe rêmora, que nada sempre junto ao tubarão. A produção da energia é obtida através da oscilação do animal marítimo, sendo o dispositivo de produção instalado por exemplo na barbatana de um tubarão. Efetuaram testes num tanque de água, com velocidades de água entre 0,20-0,95 ms - 1 . A máxima potência média obtida foi 1,5 mW a uma frequência de oscilação de 1,6 Hz. Para a produção de energia foi aplicado um piezoelétrico composto de macro fibra (MFC), sendo este muito flexível. Na figura 2.11, está identificado a posição onde foi colocado o dispositivo de produção de energia, na barbatana em conjunto com o TAG (etiqueta de identificação). Figura 2.11. a) Rêmora, bio inspiração para o sistema de fixação, b) Localização TAG e dispositivo de produção de energia. Adaptado de [13], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Na figura 2.12, sistema proposto para produção de energia. Figura 2.12. a) Vista frontal e topo do sistema proposto, com uma ventosa inspirada na rêmora para fixação no animal marítimo, b-c) Piezoelétrico MFC montado na viga, d) 1º estado estável de movimento, e) 2º estado estável de movimento. Adaptada de [13], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 39 Com a utilização de discos PTZ, os autores Daniel M. Toma et al. [14], propuseram um dispositivo para funcionar submerso. Efetuaram testes num tanque para determinar a potência produzida, figura 2.13. Figura 2.13. O sistema flutua submerso. Dentro do cilindro existe um pendulo que se movimenta. As oscilações originadas pelas ondas, assim como fluxo da água, causam o movimento da massa do pêndulo e o seu impacto nos discos dos piezoelétricos, produzem assim energia. Este sistema, produz picos de tensões de 169 V e uma potência média de 2,2 µW, com uma resistência de carga de 1 MΩ. 2.3 Sistemas triboelétricos É uma área de investigação emergente, dado haver muitos estudos e aplicações para utilização geral e aplicações marítimas. A produção de energia por dispositivos triboelétricos tem sido explorada como uma fonte de energia alternativa para alimentar dispositivos eletrónicos de baixa potência, sensores, e outros dispositivos que possam ser alimentados por energia produzida a partir do movimento humano, vento ou outras fontes ambientais. Além disso, esta tecnologia é de baixo custo e pode ser facilmente integrada em dispositivos existentes. Alguns exemplos desta tecnologia serão descritos, nas seções seguintes. 2.3.1 Aplicações não marítimas Relativamente a esta tecnologia, existem várias aplicações mencionadas na literatura. Os autores Rubaiyet Lftekharul Haque et al. [15], apresentaram um dispositivo aplicado no interior de um tubo de gás, constituído por dois módulos triboelétricos, que produziu uma potência média 1,64 mW com uma resistência de carga de 16,7 MΩ e com uma velocidade do fluido de 9,8±0,2 ms -1 , figura 2.14. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 46 apresentados para uma escala reduzida. Num artigo de Mehdi Niroomand et al. [26], foi proposto um micro gerador eletromagnético rotativo, que converte o movimento humano em energia elétrica. O dispositivo com diâmetro de 50 mm, um volume de 25 cm 3 e utilizando 32 magnetos de 5 mm de diâmetro, associado a uma resistência de carga de 10 Ω, obtiveram uma potência média de 0,416 mW, que segundo os autores é suficiente para muitas aplicações, figura 2.23. Figura 2.23. a) Desenho geral do micro gerador eletromagnético, b) Padrão de fabrico para as bobinas, c) Fabrico das bobinas, d) Dispositivo para ensaios. Adaptada de [26], com permissão Creative Commons CC License BY-NC-ND 4.0. A tensão máxima obtida pelo dispositivo foi de 0,292 V. Um dispositivo eletromagnético linear foi proposto por Wei Wang et al. [27], que também produzia energia elétrica através do movimento do corpo humano. Nos testes realizados, obtiveram potências diferentes de acordo com o movimento efetuado e orientação do dispositivo. Os valores obtidos de tensão média e potência média foram respetivamente 0,3559 V e 2,1 mW, com a utilização de 3 magnetos e uma resistência de carga de 5Ω. Realizaram também testes com diferentes configurações, e ao incrementarem o número de magnetos de 3 para 6 no interior do tubo, obtiveram 0,68 V e uma potência de 4,50 mW, figura 2.24. Figura 2.24. a) Desenho do dispositivo que foi testado com comprimento do tubo de 140 e 200 mm, com diâmetro interno de 20,5 mm. b) Dispositivo, com os extensores para aumentar ou diminuir o comprimento do tubo e diâmetro do magneto 20mm com 4 mm de altura c) Testes efetuados com duas posições diferentes. Adaptada de [27], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 47 Destas duas aplicações, podemos realçar que os dispositivos eletromagnéticos em macro escala são complexos (como exemplo, turbinas eólicas e turbinas de corrente) e têm exigências que são diferentes da microescala, tornando estes simples, conforme os dois exemplos apresentados, mas podendo, no entanto, serem complexos, de acordo com eventuais restrições de funcionamento que se pretenda. Para aplicações no mar, na minha opinião, será mais eficiente se for mais simples porque podem ser mais eficazes na obtenção da potência que se pretende. 2.4.2 Aplicações oceânicas 2.4.2.1 Produção de energia à superfície do oceano Baseado no conceito de gerador linear eletromagnético, Omar Farrok et al. [28], propôs um dispositivo que funciona com as oscilações das ondas do mar. Efetuaram testes com diversos valores de resistência de carga, entre 4-20 Ω, obtendo tensões superiores a 30 V e uma potência média de 242 W, com uma frequência de 25 Hz. O dispositivo apresentado funciona com as bobinas fixas e os magnetos movem-se no seu interior, tendo o dispositivo um comprimento de 3 metros, figura 2.25. Figura 2.25. a) Esquema de funcionamento do sistema, b) Esquema do movimento, da figura esquerda para a direita, central, posição superior e posição inferior. Adaptada de [28], com permissão Creative Commons CC License BY-NC-ND 4.0. Com outro tipo de abordagem, Yunfei Li et al. [29], inseriu o gerador eletromagnético no interior de uma boia, aproveitando assim as oscilações das ondas. O sistema proposto por estes investigadores, é a conversão dos movimentos de oscilação em movimento rotativo, e produzindo assim a energia elétrica através de um gerador eletromagnético rotativo. Realizaram testes no oceano, e considerando a irregularidade do período Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 48 das ondas, obtiveram uma potência média de 130 mW. Através de um outro teste no oceano, verificaram que foi necessário 1600 s para carregarem uma bateria de LiPo de 50 mAh, desde 2,8 V a 4,1 V. Na figura 2.26, está ilustrado o dispositivo. Figura 2.26. a) Local da realização dos testes, b) Sistema completo com eletrónica para registo dos dados (DAQ), bateria e módulo de produção de energia (WEH), c) Colocação das boias no oceano, d) Navio de pesquisa, e) Componentes do WEH, f) Montagem final do WEH, 10x10x6 cm. Adaptada de [29], com permissão Creative Commons CC License BY-NC-ND 4.0. 2.4.2.2 Produção de energia em ambiente submerso Existem poucas aplicações inseridas no ambiente oceânico submerso. Utilizando as correntes do oceano para produzir energia, Wenjun Ding et al. [30], propôs um sistema oscilante em que a rotação da massa acionava um gerador eletromagnético rotativo. Realizaram testes com frequências 0,2, 0,25 e 0,3 Hz, com resistências de cargas de 30 e 40 Ω, obtendo assim uma potência elétrica 300 mW. De forma a aumentar a velocidade no gerador rotativo, foi introduzido uma relação 1:103, através de uma caixa de engrenagens. As dimensões não são especificadas no artigo, mas como referência, o braço do pendulo tem 195 mm. A figura 2.27 representa o dispositivo de produção de energia. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 49 Figura 2.27. a) Dispositivo proposto, plataforma de fixação subaquática (UMP) sujeito à corrente com velocidade (u), b) Desenho do sistema de produção [30]. Um estudo numérico para um dispositivo de produção submerso, foi apresentado por MinChie Chiu et al. [31]. Segundo as simulações efetuadas, se o dispositivo estiver a 50 metros de profundidade, elevado do solo ( y ) a 5 metros, com uma velocidade de corrente à superfície ( Uow ) 3 m s -1 , com uma altura da onda( H ) 0,5 m e 3 m de comprimento( λ ), associado a uma resistência de carga de 300 Ω e com um peso total do dispositivo de energia de 0,1 Kg, este poderá produzir uma potência média de 5,8 mW, figura 2.28. Existem várias restrições para se obter a potência enunciada. Figura 2.28. Forma de implementação do estudo numérico, com as cotas de deslocamento da mola (z1) e do dispositivo (z2), ft força exercida pela onda. Adaptada de [31], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. 2.5 Comparativo dos sistemas e arquiteturas LEG Para micro geração de energia no oceano, existem diversas abordagens conforme alguns exemplos apresentados. Várias tecnologias utilizadas num contexto mais abrangente, podem ser adaptadas no oceano, quer à superfície quer submerso, de acordo com a forma de energia que se pretende converter a partir do meio ambiente envolvente. Neste subcapítulo será apresentado as Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 50 vantagens e desvantagens de cada uma das tecnologias, de trabalhos que foram efetuados com os respetivos valores tensão, potência, densidade energética e material utilizado. 2.5.1 Comparativo entre sistemas de produção de energia Na tabela 2.2, são apresentadas as vantagens e desvantagens dos 3 sistemas de produção de energia. Tabela 2.2. Vantagens e desvantagens sistemas de produção energia. Sistemas Piezoelétricos Vantagens Desvantagens -Tamanho compacto [32] -Tensões de saída altas [32] -Densidade de potência elevada [32] -Micro e nano fabricação é possível [32,33] -Estrutura simples em escala reduzida [33] -Elevada impedância e baixa corrente de saída [32,34,35] -Baixa eficiência a frequências baixas [32] -Alguns materiais são tóxicos [32] -Relativamente caro [32] -Poucas opções na arquitetura do dispositivo [34] -No caso dos PTZ, o impacto entre a massa e piezoelétrico pode reduzir o tempo útil de funcionamento [36,37] -Baixo limite de deformação [33] Sistemas eletromagnéticos -Corrente de saída alta [32,34,35,38] -Densidade de potência elevada [32] -Implementação simples de um MPPT [32] -Robusto [32,38] -Processos compatíveis com MEMS disponíveis para fabricação de bobina planar e mola plana [34] -Uma série de opções para a arquitetura do dispositivo [34,35] -Pode ser utilizado para níveis de vibração g baixos, médios ou altos [34] -Baixa impedância [34,35,38] -Fácil de escalar [33] -A eficiência decresce com a miniaturização [32] -Difícil integração em MEMS [32] -Tensões baixas [32] -Complicado fabricar em microescala [38] -Pode ser afetado por campos eletromagnéticos [33] -Mais pesado [33] Sistemas tribológicos -Densidade de potência elevada [32] -Flexível [32] -Material de fabrico fácil [32] -Fácil reprodução [32] -Custo-benefício elevado [32] -Grande variedade de materiais disponível [32] -Independente da frequência [32] -Compatível em microescala [32] -Baixa densidade [39] -Tensões de saída altas [33] -Estrutura simples em escala reduzida [33] -Precisa de isolamento devido às tensões elevadas [32] -Processos de fabrico complexos [32] -Elevada erosão dos materiais [32] -Tempo limitado de vida [32,33] -Elevada impedância de saída [32] -Circuitos de interface complexo [32] De acordo com a revisão do estado de arte, de forma reduzida a tabela 2.2, até à data, menciona as vantagens e desvantagens, considerando apenas algumas referências que incluíam a Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 51 sua quase totalidade, embora sejam do âmbito geral, também são aplicadas quando os sistemas são utilizados no oceano. O foco da tese é uma aplicação no oceano com sistemas eletromagnéticos submersos, sem partes móveis expostas ao fluido, pelo que na tabela 2.3, são apresentados as potências, tensões e aplicações dos dispositivos que foram encontrados durante o levantamento do estado de arte e atualizados até à data. Tabela 2.3. Tensões e potências dispositivos eletromagnéticos. Potência média (mW) Tipo de gerador Tensões/ resistências de carga Frequência (Hz) Referência Tipo de teste/ validação Aplicação 300 Rotativo ND* 40-50Ω 0,2-0,3 Wenjun Ding et al. [30] Laboratório Submerso, ondas e correntes 5,8 Linear Tensões de pico superiores a 1,5 V 300Ω 0,1 Min-Chie Chiu et al. [40] Simulação numérica Submerso 100-170 Rotativo ND 15 Ω ND Nicholas Townsend [41] Teste no oceano Submerso 10 180 Rotativo Tensões de pico 4 V 2 Ω 1,4 Hai Li et al. [42] Simulação numérica e Testes no oceano Submerso 150 Rotativo Tensões de pico 37 V ND 0,8 Wenjun Ding et al. [43] Testes laboratório Submerso *NDNão disponível Existe uma diversidade de aplicações de geradores lineares aplicados à superfície do oceano, no entanto, geradores lineares de dimensões reduzidas submersos são muito poucos. 2.5.2 Arquiteturas de Geradores lineares eletromagnéticos cilíndricos de escala reduzida Existem várias arquiteturas possíveis para a implementação de um gerador eletromagnético, no entanto para os cilíndricos irão ser referidas duas, figura 2.29. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 52 Figura 2.29. I-Bobina e magneto, II-Bobina e magnetos com separador. A partir destas arquiteturas base, pode-se desenvolver outras configurações, com diferente número de bobinas, com maior número de magnetos, com separador ou sem separador. No caso da arquitetura II, os magnetos podem ser colocados juntos com a mesma polaridade SN-NS (estão em repulsão) ou SN-SN (estão em atração), onde S é sul e N é o norte. Analisemos as várias configurações que foram publicadas. Os autores Thomas von Buren et al. [44], em 2006 utilizaram a arquitetura II para desenhar e otimizar um micro gerador eletromagnético linear aplicado e adaptado ao movimento do corpo humano. Na configuração apresentada, figura 2.30, utilizaram 3 bobinas e 3 magnetos separados entre si, por um espaçador. Figura 2.30. As bobinas estão fixas e os magnetos movem-se no seu interior. As bobinas superiores e inferiores têm o mesmo sentido de enrolamento das espiras, enquanto a bobina intermédia tem sentido de enrolamento contrário. Adaptada de [44], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Para arquitetura proposta, baseada nas especificações da figura 2.31, os autores formularam um conjunto de equações com o intuito de otimizar a potência produzida. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 53 Figura 2.31. Dimensões proposta para o gerador, figura e tabela adaptada de [44], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Os autores, para o cálculo da força, não consideraram a auto-indutância da bobina do estator e as perdas mecânicas dos rolamentos. Na expressão 1 a soma da potência elétrica dissipada e potência mecânica extraída deve ser zero de acordo com princípio da conservação de energia: 𝑓𝑣+ 𝑢 𝑖𝑛𝑑2 𝑅𝑐 =0 (1) Onde a força de amortecimento e velocidade do translator são representados por 𝑓 e 𝑣, a tensão induzida por 𝑢 𝑖𝑛𝑑 e a resistência da bobina por 𝑅𝑐. Para calcular a força de amortecimento e a relação força/velocidade 𝑑(𝒵), é utilizado a lei de indução eletromagnética de Faraday: 𝑓𝑣=− 𝑢 𝑖𝑛𝑑 ^ 2 𝑅𝑐 =−(( 𝑑∅ 𝑑𝓏 )𝑢) 2 (2) 𝐷(𝒵)= =−(( 𝑑∅ 𝑑𝓏 )) 2 1 𝑅𝑐 (3) O ∅( z ) é o fluxo através da bobina do estator para uma dada posição. A posição de Z , será entre -Zl e Zl , de acordo com a figura 2.31. Na otimização segundo os autores, deverá também entrar o volume ( Vconv ) adequado à maximização da potência, onde é considera o volume ocupado pela bobina e os magnetos, isto é: 𝑉𝑐𝑜𝑛𝑣=𝜋𝑅 02 hconv (4) A potência média, considerando os limites do deslocamento do translator, será definida por: 𝑃 𝑎𝑣 = 1𝑇 ∫ (𝑢 𝑅1 )2 𝑅1 𝑇 0 (5) Sendo R1 , a resistência de carga aplicada durante o tempo T . De acordo com os autores, a configuração adaptada para o fabrico do micro gerador tem as Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 54 seguintes vantagens: -Pelo facto de usarem magneto móvel e não um gerador de bobina móvel, evita ligações elétricas nas partes móveis. -O estator não contém nenhum material magnético macio para evitar correntes parasitas adicionais e perdas por histerese magnética, no entanto, tem a desvantagem de o núcleo sem ferro proporcionar um campo magnético mais fraco e menor concentração do fluxo do que com um núcleo de ferro. O gerador fabricado com um volume ativo ( Vconv ) de 0,25 cm 3 , produziu entre 2-25 µW que depende da posição de montagem no corpo, com uma resistência de carga de 10 KΩ. As frequências de funcionamento utilizadas no gerador foram superiores a 5 Hz. Em 2007, B.P. Mann et al. [45], apresentaram a mesma arquitetura que anterior com uma configuração diferente, para a produção de energia tendo em atenção sistemas não lineares. De acordo com os autores, uma questão importante a ser respondida, é se a não linearidade pode melhorar o sistema de produção. São da opinião que sistemas de produção de energia desenhadas para coincidirem com a frequência de ressonância coloca limitações ao dispositivo a ser construído, uma vez que nos sistemas lineares, irão ter uma performance inferior se a frequência de excitação não coincidir com a frequência de ressonância e consequentemente num meio onde exista múltiplas frequências, o dispositivo adaptado a sistemas lineares poderá não conseguir captar todas as frequências para produzir energia. Uma das formas para captar uma gama de frequência maiores num sistema linear, implicaria uma complexidade na sua configuração [46,47]. O projeto proposto é um novo dispositivo de produção de energia que usa as forças magnéticas para levitar um magneto central que oscila. Um dos objetivos específico é usar as forças de restituição não lineares para permitir o ajuste da ressonância linear do sistema, evitando-se assim a necessidade de fabricar um dispositivo complexo, figura 2.32. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 55 Figura 2.32. Dispositivo proposto, que respeita a arquitetura I. Adaptado de [45], Copyright © 2023, com permissão da Elsevier. Este dispositivo usa dois magnetos fixos mecanicamente através de suportes roscados no topo de um tubo de teflon. Estes suportes roscados permitem alterar o espaçamento entre os magnetos. O magneto central é colocado entre os outros dois e os polos magnéticos estão orientados de forma a repelir o magneto central, promovendo a sua levitação através de uma força de restituição não linear. Esta não linearidade permitirá calibrar a ressonância linear, através do ajuste do espaçamento entre os magnetos. Após ser determinado o K (constante de rigidez) e as constantes 𝜶 pelo método de mínimos quadrados dos resultados experimentais, é obtido a potência média pela expressão: 𝑃 𝑎𝑣 = ( 𝛼𝑎Ω 𝑅 𝑐 + 𝑅 𝑖𝑛𝑡 ) 2 𝑅 𝑐 (6) Sendo amplitude de frequência de excitação 𝛀, coeficiente de acoplamento eletromagnético 𝜶, resistência de carga 𝑅 𝑐 , amplitude a e resistência interna das bobinas 𝑅 𝑖𝑛𝑡 . N. Fondevilla et al. [48], utilizou a mesma arquitetura I, com um magneto esférico. Afirmou que a bobina ideal para produção de energia, deverá ter o comprimento igual ao diâmetro do magneto e uma otimização que deverá ser feita, é reduzir a espessura do diâmetro do fio das espiras, permitindo assim aumento do número de espiras, mas o aumento de espiras irá reduzir o fluxo nas zonas mais afastadas do magneto além de que maior número de espiras irá aumentar a resistência da bobina. Tendo em conta estas limitações, os autores afirmaram que existe uma distância critica ( Zc ), que deverá ser utilizado para otimizar a bobina, figura 2.33. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 62 2.6 Resumo Dispositivos capazes de converter energia num ambiente aquático já se encontram disponíveis. Observou-se que a estrutura desses dispositivos é influenciada pela fonte de onde provém a energia captada. Vários exemplos foram apresentados para aplicação no oceano, com diferentes configurações, materiais e diferentes arquiteturas, nomeadamente no caso do LEG, baseado no sistema de fabrico do dispositivo. Pode-se afirmar também, no caso do LEG que uma determinada arquitetura pode ser excelente em um determinado ambiente, mas não em outro completamente diferente. Embora os princípios aplicados sejam os mesmos, será necessário realizar adaptações e desenvolvimentos adequados ao meio pelo qual se pretende extrair a energia através do dispositivo a utilizar. Além disso, é importante considerar a longevidade do dispositivo que será fabricado, exigindo uma escolha criteriosa dos materiais a serem aplicados. Durante o processo de revisão bibliográfica do estado atual de dispositivos de produção de energia de dimensões reduzidas, constata-se que são escassos os dispositivos testados na superfície do mar e ainda menos os que foram avaliados em ambiente subaquático. É possível que esta situação se deva às características do ambiente em si, que se apresenta como um meio agressivo e de comportamento imprevisível. Um fator determinante para a produção de energia, é a frequência com que o dispositivo irá funcionar no mar. A maior parte dos dispositivos referidos funciona em frequências superiores a 2 Hz. No ambiente oceânico, as frequências das ondas são inferiores a 2 Hz [58,59]. Contudo, na costa atlântica portuguesa, é típico observar valores de períodos das ondas situados entre 5 e 10 segundos [69], correspondendo a frequências de 0,2 e 0,1 Hz. Neste contexto, torna-se imperativo investigar e desenvolver dispositivos de produção de energia capazes de operar de forma eficaz nessa faixa de frequências, o que constitui um desafio de relevância significativa no âmbito da geração de energia em ambientes subaquáticos. Foram apresentadas duas arquiteturas distintas de dispositivos geradores lineares eletromagnéticos (LEGs), cada uma com sua própria configuração. Embora as formulações matemáticas subjacentes a essas configurações sejam semelhantes em termos das fórmulas fundamentais, as adaptações específicas diferem entre as diversas implementações do sistema pelos autores. Nas configurações apresentadas, ainda há espaço para aperfeiçoamento e inovações de novas soluções, alinhadas aos princípios matemáticos desenvolvidos por outros estudos efetuados nesta área. Essas arquiteturas estão em maior consonância com os objetivos da presente tese. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 63 Capítulo 3 Seleção da arquitetura e componentes do LEG No atual capítulo, é exposto o mecanismo de produção de energia escolhido, bem como a base teórica subjacente ao cálculo da força eletromotriz. Os componentes empregues no dispositivo de produção foram identificados mediante a consideração das suas características e os requisitos pretendidos. Além disso, realizou-se a escolha do tipo de arquitetura e configuração, que foram empregados no ambiente submerso, conforme descrito na secção 2.1.5.2 do capítulo 2. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 64 3.1 Mecanismo de produção de energia 3.1.1 Piezoelétrico O presente mecanismo de produção de energia requer a aplicação de compressão, tração ou impacto de massas, especialmente no caso dos materiais piezoelétricos PTZ, a fim de gerar energia. Contudo, é importante destacar que tal processo pode reduzir significativamente a vida útil do dispositivo em questão. Por outro lado, nas tabelas de comparação apresentadas no capítulo 2, é possível verificar que esse mecanismo é capaz de gerar tensões elevadas, impedâncias elevadas e correntes da ordem dos µA ou nA. Considerando-se os valores de corrente mencionados anteriormente, é necessário que esse mecanismo seja composto por dispositivos com uma área elevada, conforme exemplificado no capítulo 2, para que possa produzir potência suficiente para alimentar sensores. No caso de aplicação em ambiente oceânico, é imprescindível a utilização de um sistema de proteção que impeça a influência do ambiente na performance do material piezoelétrico. Contudo, é importante ressaltar que esse encapsulamento pode afetar negativamente as propriedades de produção de energia do mecanismo. É de salientar também que a natureza do mecanismo de produção em questão limita as configurações de fabricação do sistema e além de que necessita de funcionar a frequências superiores a 2 Hz. 3.1.2 Triboelétricos Recentemente, este mecanismo tem recebido uma considerável atenção como um possível candidato preferencial para sistemas de produção de energia, especialmente em ambientes não marítimos. Uma das principais razões para tal é a ampla diversidade de materiais disponíveis para a fabricação do dispositivo, no entanto para ser utilizado no oceano, deverá ser aplicado um isolamento eficaz de forma a não deteriorar alguns dos materiais. Embora possa apresentar dimensões reduzidas, é importante notar que, de acordo com o estado da arte realizado, o mecanismo em questão tem uma complexidade significativa na fabricação de sua estrutura. Isso ocorre porque o seu princípio de funcionamento é eletrostático, o que implica contato direto entre diferentes materiais. Este contacto direto pode levar eventualmente ao desgaste prematuro do material, conforme mencionado na tabela 2.2 do capítulo 2. Convém salientar que a maioria dos materiais empregados nesse mecanismo produz tensões e impedâncias elevadas, o que exige a implementação de circuitos de interface complexos para se alcançar as tensões pretendidas de funcionamento. Tal como anterior mecanismo, também necessita de frequências superiores a 2 Hz. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 65 3.1.3 Eletromagnéticos Este mecanismo apresenta baixa impedância e corrente de saída mais elevada do que os mecanismos anteriores, além de tensões baixas, o que permite a utilização de circuitos de interface simples. Pode ser empregado numa ampla faixa de frequências e acelerações g baixa, média ou alta. Adicionalmente, existem diversas arquiteturas e configurações disponíveis, dependendo das tensões de saída pretendidas. As suas principais desvantagens são o peso e a dificuldade na fabricação em microescala, devido à presença do magneto e bobina. No entanto, há aplicações em sistemas micro eletromecânicos (MEMS) para este mecanismo, apesar da eficiência diminuir com a miniaturização. 3.2 Seleção do mecanismo Eletromagnético Devido à versatilidade, faixa de frequências de trabalho, vantagens anteriormente mencionadas e de construção simples, o dispositivo de produção de energia, será baseado no mecanismo eletromagnético. 3.2.1 Princípio de funcionamento eletromagnético Quando um fluxo magnético atravessa um condutor ou o condutor atravessa o fluxo magnético, figura 3.1, existe indução de uma corrente elétrica denominada força eletromotriz (fem). Figura 3.1. Linhas de campo magnético no condutor. Significa isto que, se um magneto se mover no interior de uma bobina, ao longo do eixo da bobina, será desenvolvido um campo elétrico nesta que se opõem ao movimento do magneto. Pela equação de Faraday, pode ser representado por: ∇𝑥𝐸=− ∂B ∂𝑡 (20) Onde, 𝜵𝒙 é operador nabla, E o campo elétrico, 𝑩 densidade do campo magnético e t , o tempo. No entanto pode-se exprimir a fem , por: Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 66 𝒇𝒆𝒎 =− ∮𝑬.𝒅𝒍=− 𝒅(∬𝑩.𝒅𝑨) 𝒅𝒕 (21) O dl (em metro) é um elemento do comprimento ao longo do circuito, B densidade do campo magnético (em teslas) e dA (em m 2 ) é o elemento da área perpendicular à direção do campo magnético. O integral duplo sobre a área é a superfície que é atravessada pelo campo magnético e o integral fechado é ao longo do circuito onde a fem é induzida. Para N espiras da bobina, é necessário multiplicar a expressão pelo seu número total. De uma forma simplificada, não considerando perdas (forças de atrito, força eletromagnética de arrasto, entre outras), ε que representa fem poderá ser dada por: 𝜀≅−𝑁 𝜟𝜱 𝜟𝒕 (22) Sendo N , número de espiras. E de acordo com a expressão 21, de uma forma também simplista, numa primeira aproximação dos cálculos, podemos considerar que: 𝛷=𝐵.𝐴 (23) Conforme mencionado anteriormente, B é a densidade do fluxo magnético e A é área que é atravessada pelo fluxo magnético. Não considerando o atrito que possa existir na interação magneto e o tubo, pode-se afirmar que: 𝜀=𝛼(𝑟)𝑟󰇗 (24) Onde 𝜶(𝒓) , é designado por fator de acoplamento eletromagnético, que permite determinar a densidade do fluxo magnético em função da posição r , número de espiras ou influência do dipolo magnético e o efeito das forças magnéticas no corpo. Para que haja variação de fluxo é necessário haver uma velocidade associada, que é 𝒓󰇗. 3.2.2 Mecânica do sistema Para descrição e análise do modelo de produção de energia que se implementou, foi importante numa primeira fase analisar os movimentos associados. 3.2.2.1 Equação do movimento O magneto irá estar no interior de um tubo, em que o deslocamento angular irá proporcionar que o magneto se mova devido à ação da gravidade, figura 3.2. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 67 Figura 3.2. a) Magneto dentro do tubo, (b) Diagrama de forças do movimento descendente do magneto, com um angulo Υ. Fa é a força de atrito, Felem é a força eletromagnética, Pm é o peso do magneto e N a força normal ao corpo. A primeira etapa para descrever o modelo, é descrever o movimento do magneto, através da equação da segunda lei de Newton, tendo em atenção o atrito e os topos do tubo, que estarão fechados, limitando assim o curso do movimento. O sistema irá ser inserido no interior de um corpo (no caso em estudo, terá de ser estanque), que se irá movimentar em função da oscilação das ondas e corrente. Supondo que o tubo parte da posição horizontal e atinge um angulo Υ , entre o tubo e a vertical que permita o movimento descendente do magneto, então existirá duas forças opostas ao movimento, a Fa e Felem Considera-se que vetor unitário 𝑟  é a direção positiva de r , 𝛶󰆹 é o vetor unitário da direção positiva do angulo e Pm , é o peso do magneto. A parede do tubo, irá provocar uma força normal ( N ) perpendicular ao lado do magneto e Fa irá provocar uma força contrária ao movimento. A Felem , é força de arrasto eletromagnético que ocorre devido à interação entre a bobina e o magneto, isto é, entre campo magnético do magneto em movimento e o campo magnético da corrente produzida na bobina. Aplicando ao diagrama da figura 3.2, a segunda equação do movimento de Newton, considerando o movimento circular, mas não uniforme, na direção de r , a força resultante obtida é: ∑𝐹 𝑟 =𝑚(𝑟󰇘+𝑟𝜔 2 ) (25) O m é a massa do magneto, 𝒓󰇘 é componente tangencial da aceleração em r, a componente centrípeta é 𝑟𝜔 2 , sendo 𝜔 a velocidade angular em rads -1 e r a distância. Expressando os termos de Fr do diagrama das forças, obtém-se: 𝐹 𝑎 +𝐹 𝑒𝑙𝑒𝑚 −𝑚𝑔∗𝑐𝑜𝑠(𝛾)=𝑚(𝑟󰇘+𝑟𝜔 2 ) (26) A força eletromagnética de arrasto (F elem ) está relacionada com a corrente e o fator de acoplamento eletromagnético que dependerá de vários fatores conforme será discutido Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 68 posteriormente, na seção 3.3.3. Pode-se então afirmar que: 𝐹 𝑒𝑙𝑒𝑚 =𝛼(𝑟)𝐼 (27) Onde 𝜶(𝒓) ,é fator de acoplamento eletromagnético que depende da posição do magneto na posição r e sendo I a corrente. Substituindo a expressão de 𝑭 𝒆𝒍𝒆𝒎 na expressão 26, a forma final da equação do movimento é: 𝐹 𝑎 +𝛼(𝑟)𝐼 −𝑚𝑔𝑐𝑜𝑠(𝛾)=𝑚(𝑟󰇘+𝑟𝜔 2 ) (28) 3.2.2.2 Atrito É importante fazer referência ao atrito, uma vez que irá influenciar a escolha do material a ser utilizado. Este valor será encontrado experimentalmente através da análise de vários materiais, conforme irá ser descrito na seção 4.3.2.2. No dispositivo proposto, a força a que estará sujeito o magneto é devida à aceleração da gravidade pelo deslizamento livre do corpo ou por uma aceleração provocada externamente ao corpo, devido ao seu movimento oscilatório não uniforme. Consideremos a figura 3.3 para análise das forças que são diretamente influenciadas pelo atrito. Figura 3.3. Diagrama de forças aplicadas, sendo o Ff uma força aplicada ao corpo. A importância de se saber a influência do atrito, é a de permitir obter a expressão de N , a força normal aplicada ao magneto. A existência de atrito entre o magneto e o tubo, e considerando o sistema em repouso, haverá então um angulo 𝛾 mínimo em que o corpo pode movimentar-se livremente. Este angulo pode ser determinado experimentalmente após a seleção do material do tubo. Relativamente ao atrito, deve-se ter atenção algumas condicionantes. Se Fa ≥ Ff , o magneto não se irá movimentar, por outro lado se Ff ≥ Fa , então o magneto irá movimentar-se e três situações possíveis passarão ocorrer: -O tubo atingiu o angulo mínimo necessário para permitir que o magneto deslize Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 69 livremente; -Existe uma força devido à aceleração do sistema que proporcionou o seu deslizamento, enquanto o magneto estava em repouso; -O tubo atingiu um angulo superior ao mínimo, devido a uma aceleração aplicada ao sistema e que permitiu o movimento do magneto; Considerando que Fa = µsN , onde µs é o coeficiente de atrito estático, N a força normal e Fa ≥ Ff , então o magneto estará em repouso, a velocidade r󰇗=0, assim como também a sua aceleração 𝑟󰇘=0. Nesta situação pode afirmar-se que Fa é igual ao somatório da força resultante, e substituindo aceleração pelo valor zero e Ff = Fa resulta a seguinte expressão: 𝐹 𝑓 +𝛼(𝑟)𝐼 −𝑚𝑔𝑐𝑜𝑠(𝛾)=𝑚(𝑟𝜔 2 ) (29) Obtendo-se o valor de Ff : 𝐹 𝑓 =𝑚(𝑟𝜔 2 ) −𝛼(𝑟)𝐼 +𝑚𝑔𝑐𝑜𝑠(𝛾) (30) Quando o magneto sai da situação de repouso descrito na expressão anterior, então: Fa = (µkN)sgn( 𝑟󰇗) sendo sgn(𝑟󰇗) ={1 𝑠𝑒 r󰇗>0 0 𝑠𝑒 r󰇗=0 −1 𝑠𝑒 r󰇗<0 (31) Em que µk é o coeficiente de atrito cinético. O uso da função sgn (𝑟󰇗), é de forma assegurar que força de atrito é sempre oposta ao movimento do magneto. Aplicando a segunda equação do movimento de Newton, na direção do angulo 𝛾 ,obtém-se a expressão: ∑𝐹 𝛾 =𝑁−𝑚𝑔𝑠𝑒𝑛(𝛾) (32) Substituindo a força resultante pelos valores da massa e aceleração tangencial e centrífuga em função da velocidade angular vem então: 𝑚(𝑟𝜔󰇗−2𝑟󰇗𝜔)=𝑁−𝑚𝑔𝑠𝑒𝑛(𝛾) (33) Das expressões anteriores, pode-se calcular o N , Fa , Ff e considerando os incrementos das distâncias percorridas ou da variação angular em função do tempo, será igualmente constatado que: 𝜔= ∆𝛾 ∆𝑡 (34) Desta expressão retirar-se a velocidade angular em função da variação dos incrementos do angulo final e angulo inicial, no tempo t . Da mesma forma, pode-se retirar o deslocamento do magneto ∆𝑟 pela expressão: 𝑟󰇗= ∆𝑟 ∆𝑡 (35) Substituído na expressão 26, o Ft obtido na expressão 30 obtém-se: Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 70 𝑟󰇘= 1 𝑚 (𝐹 𝑓 −𝐹 𝑎 ) (36) Da mesma forma que foi representado na expressão 35, calcula-se as velocidades para qualquer instante através de: ∆𝑟󰇗= 1 𝑚 (𝐹 𝑓 −𝐹 𝑎 )∆𝑡 (37) Com estas expressões determina-se a posição e velocidade em função da velocidade angular do dispositivo, no entanto o elemento mais crítico na fórmula é 𝛼(𝑟). As expressões 25 a 33, foram adaptadas do trabalho realizado por Joyce B. [60], mas, no entanto, são uma aproximação para descrição do dispositivo proposto, uma vez que estas expressões são ideais para movimento circular uniforme. Por exemplo podem ser aplicadas em dispositivos de produção de energia inseridas numa pá de uma turbina eólica. Nas expressões do dispositivo aqui proposto, será importante determinar o fator de acoplamento eletromagnético e serão feitas simplificações nas expressões, não considerando o movimento circular uniforme, pois iremos ter um movimento não uniforme e irregular no ambiente de onde se pretende extrair e converter a energia. 3.3 Requisitos do dispositivo De acordo com o projeto NEXT_SEA alguns requisitos teriam de ser cumpridos para o sistema que se pretendia implementar: -Produção de tensões baixas, que possam facilmente ser convertidas entre 3-5 V; -Trabalhar em ambiente marítimo submerso, atingindo tensões e potências pretendidas, mesmo estando o sistema encapsulado devido ao ambiente marítimo; -Fácil integração com outros sistemas; -Possa produzir energia com frequências baixas, inferiores a 1 Hz; -Fácil de replicar e de construção simples; -Baixo custo de manutenção e de materiais; -Capacidade de alimentar pelo menos um sensor de baixo consumo (até 1mW); -Não possua partes móveis em contacto com a água, que possam ser afetados pelo biofouling [61]; -Possa ser integrado num corpo de dimensões reduzidas, inferior a 300x300x300 (Comprimento x Largura x Altura) mm, pelo que o sistema de produção de energia não deveria ultrapassar o comprimento de 100 mm. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 71 Selecionado o tipo de mecanismo, seção 3.2, procedeu-se à seleção dos componentes, tipo de arquitetura e desenho. 3.4 Análise e seleção dos componentes Considerando a necessidade de desenvolver um sistema de produção de energia de dimensões reduzidas, com a capacidade de ser incorporado num corpo de dimensões igualmente reduzidas, foi estabelecido um limite máximo de comprimento de 100 mm. Com esta limitação, foram selecionados os componentes que mais se adequam ao sistema. Nesse sentido, foi necessário realizar uma primeira seleção de possíveis magnetos que pudessem ser utilizados, definir o material para o tubo que irá conter o magneto e estabelecer o número de espiras da bobina. Posteriormente, foi necessário realizar testes para avaliar qual o magneto a ser selecionado e o tipo de arquitetura mais adequada para o sistema a ser desenvolvido. 3.4.1 Magneto e Tubo O magneto, é um dos componentes do sistema de produção que irá condicionar a geometria do tubo do dispositivo. O magneto foi selecionado de acordo com o tipo de material (N38, N42, N45 ou N54), a sua forma geométrica, o valor do seu magnetismo residual ( Br ) e o peso. Foi aplicado o critério de seleção representado na figura 3.4. Figura 3.4. Critério de seleção, forma, magnetismo residual ou densidade de fluxo magnético remanescente (Br) em Tesla (T) ou Gauss (G) e peso. 3.4.1.1 Geometria do tubo O magneto de disco quadrado ou mesmo o cúbico, não será aplicado devido apresentar maior área de contacto entre o magneto e corpo (maior atrito), do que os outros magnetos, considerando as mesmas dimensões e o mesmo espaço entre o magneto e o corpo/tubo que o irá Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 78 Figura 3.15. Medidor de rugosidade. Foram efetuados 3 ensaios por cada placa, na orientação da maior dimensão, obtendo-se os valores de rugosidade média indicados nas tabelas 3.2. Tabela 3. 2. Valores de Ra (µm). Espessura (mm) ABS1 ABS2 ABS3 PLA1 PLA2 PLA3 0,1 2,17 2,152 2,15 2,104 2,153 2,202 0,2 1,711 1,707 1,702 1,485 1,495 1,503 0,3 1,363 1,351 1,349 1,209 1,223 1,232 As amostras de ABS, são designadas por ABS1, ABS2 e ABS3, e a mesma numeração para os restantes materiais. Na tabela 3.3, temos os valores de Ra para acrílico (AC1, AC2, AC3) e teflon (PTFE1, PTFE2, PTFE3). Tabela 3. 3. Valores de Ra (µm). AC1 AC2 AC3 PTFE1 PTFE2 PTFE3 1,705 1,722 1,751 0,007 0,007 0,007 Pela análise dos valores das tabelas, verifica-se que os valores de rugosidade de acrílico são próximos do ABS para a camada de impressão de 0,2 mm. O PTFE, pode-se considerar uma superfície muito lisa, portanto, com bom polimento, o que não será um material mais adequado para o fabrico do nosso tubo, devido às restrições anteriormente mencionadas. Além do valor de rugosidade, para selecionar o material, foi necessário determinar o coeficiente de atrito estático. 3.4.1.2.2 Determinação dos coeficientes de atrito Os ensaios foram conduzidos utilizando o equipamento denominado UMT3 CETR com o Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 79 propósito de determinar os coeficientes de atrito estático entre diferentes materiais e um material com características similares às dos magnetos. A metodologia adotada empregou a teoria de contato de Hertz, a qual considera a área de contato entre o material em questão e o magneto. Utilizou-se uma esfera não magnetizada de 10 mm de diâmetro, com propriedades similares às do magneto, uma vez que tanto o equipamento quanto a bancada de ensaio são constituídos de aço. Conforme ilustrado na figura 3.16. Figura 3.16. Máquina de tribologia UMT3 CETR. Mediante a utilização das equações da teoria de contato de Hertz, e tendo em consideração a área de contato, foi determinada a força de 1 N a ser aplicada durante os ensaios. Os resultados dos ensaios de atrito estático, obtidos por meio da realização de três ensaios para cada material em análise, encontram-se apresentados na tabela 3.4. Tabela 3. 4. Coeficiente de atrito estático. Espessura (mm) ABS PLA AC PTFE 0,1 0,138 0,227 0,2 0,179 0,169 0,163 0,103 0,3 0,211 0,210 3.4.1.2.3 Seleção do material para o tubo cilíndrico Em consonância com os critérios anteriormente mencionados, constatou-se que o material mais adequado para aplicação é o acrílico, uma vez que este apresentou valores de rugosidade e Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 80 coeficiente de atrito estático intermédios em relação aos outros materiais em análise. Não obstante, ainda que os valores do coeficiente de atrito estático do acrílico sejam similares aos do PLA e ABS, em relação à espessura da camada de 0,2 mm, há dois fatores que devem ser considerados. Primeiro, os materiais PLA e ABS são mais dúcteis em comparação ao acrílico, tornando-os suscetíveis a maior desgaste por fricção com o magneto. Segundo, esses materiais podem sofrer deformação caso sejam encapsulados em materiais como resinas epóxis ou poliuretanos, os quais apresentam reações exotérmicas com temperaturas próximas a 90ºC. 3.4.2 Bobina Inicialmente, considerando um sistema ideal, sem perdas, é possível aplicar as expressões 22, 23 e 41 para determinar o número de espiras necessário em função da tensão requerida. O fio de cobre utilizado tem um diâmetro de 0,2 mm e uma resistência elétrica de 0,427 Ω/m (obtida experimentalmente). Para esta etapa inicial, a altura da bobina considerada foi de 6 mm com uma largura útil de 10 mm. Foram considerados um magneto de disco com diâmetro de 30 mm, um tubo cilíndrico de acrílico com diâmetro interno de 32 mm e diâmetro externo de 34 mm. Considerou-se que o suporte da bobina tem um diâmetro interno de 36 mm e um diâmetro externo de 48 mm. A dimensão útil da bobina foi de 36 mm de diâmetro interno e 48 mm de diâmetro externo, figura 3.17. Figura 3.17. Dimensões do suporte da bobina, unidades em mm. Conforme os requisitos estabelecidos, era necessário que o sistema alcance tensões iguais ou superiores a 3 V para permitir o carregamento de uma bateria ou condensador. Como ocorrem perdas no sistema (queda de tensão, força de atrito) e que não estão contempladas nas expressões Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 81 previamente mencionadas, é conveniente que a tensão de saída seja superior a 5V. Considerando o preenchimento total da bobina com fio de cobre de diâmetro 0,2 mm, pode-se incluir 1500 espiras no suporte da bobina. Realizando um cálculo inicial teórico, utilizando os valores de Br da tabela do fabricante do magneto e considerando a queda livre do magneto, de acordo com o esquema da figura 3.18, é possível obter, através da expressão 41, os valores teóricos da tensão. Para a determinação da velocidade e do tempo, devem ser utilizadas as equações da queda livre, obtendose assim os valores de B a partir das expressões do fabricante. Importante salientar que este cálculo considera um sistema ideal, sem perdas. Figura 3.18. a) O dispositivo, b) Desenho de corte do dispositivo para fixação das cotas utilizadas nos cálculos teóricos, unidades em mm. H cota relativa. Na tabela 3.5, estão os valores obtidos da tensão teórica de acordo com as considerações efetuadas, e na figura 3.19, a representação das tensões teóricas. Tabela 3. 5. Tensões teóricas da queda livre. Hre (mm) H (mm) Velocidade (m/s) Tempo (s) B (T) Tensão ( V ) 0,0 37,5 0,000 0,000 0,017 0,000 2,5 35,0 0,221 0,023 0,019 0,997 12,5 25,0 0,495 0,050 0,041 1,925 17,5 20,0 0,586 0,060 0,062 2,460 22,5 15,0 0.664 0,068 0,099 3,464 27,5 10,0 0,735 0,075 0,162 5,128 32,5 5,0 0,799 0,081 0,258 7,512 37,5 0,0 0,858 0,087 0,366 9,920 40,0 40,0 0,000 0,090 0,000 0,000 42,5 0,0 0,913 0,093 -0,366 -9,319 45,0 2,5 0,940 0,096 -0,258 -6,384 55,0 12,5 1,039 0,106 -0,162 -3,626 60,0 17,5 1,085 0,111 -0,099 -2,121 65,0 22,5 1,129 0,115 -0,062 -1,276 70,0 27,5 1,172 0,119 -0,041 -0,813 75,0 32,5 1,213 0,124 -0,019 -0,364 80,0 37,5 1,253 0,128 -0,017 -0,315 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 82 Para elaborar a tabela de tensões, foram assumidas algumas considerações que visam garantir a proximidade do número de espiras com o pretendido. Inicialmente, considerou-se o valor de 80 mm para o deslocamento do magneto, em vez dos 100 mm, devido aos 10 mm de espessura do magneto, e a queda inicia-se sempre na cota 10 mm da face do magneto, independentemente de ser a face Norte ou Sul. Além disso, assume-se que os valores da face Norte têm valor negativo. Na coluna H da tabela 3.5, a cota relativa, foram registadas as distâncias que o magneto se aproxima ou se afasta do centro da bobina. Os primeiros valores de 37,5-0 mm correspondem às distâncias de aproximação ao centro da bobina, enquanto os valores de 0-37,5 mm da coluna Hre correspondem às distâncias de afastamento. Verifica-se que os valores da coluna Hre de 0-37,5 mm são iguais aos valores na parte inferior da coluna H , após o valor 40, garantindo assim, a geometria para o cálculo da tensão ( fem ) em função da densidade do fluxo magnético ( B ). Assume-se que no centro da bobina, localizado na cota 40 mm, a tensão é nula, coincidindo com o eixo do plano perpendicular da face do magneto e o eixo de simetria da bobina [65]. O fator de acoplamento eletromagnético, incluído na coluna de tensão ( fem ), foi determinado em função da posição do magneto em relação à bobina. Por último, assume-se a existência de duas tensões máximas, uma positiva e outra negativa, nas cotas 37,5 mm e 42,5 mm, respetivamente, o que implica maiores valores de densidade de fluxo. Os valores máximos são atingidos a ¼ e ¾ da largura da bobina [65]. Face às considerações anteriores e aos valores obtidos na tabela 3.5, a figura 3.19 apresenta o resultado das tesões em função da queda livre do magneto. Figura 3.19. Tensões teóricas obtidas com tempo de queda total 0,128 segundos. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 83 Por forma a validar se as considerações efetuadas e o cálculo teórico são próximos dos valores experimentais, foram realizados testes nas mesmas condições dos pressupostos assumidos, usando um osciloscópio PicoScope 2024A com uma taxa de amostragem de 500 Hz. Na figura 3.20, está representado o gráfico do valor teórico com um dos valores experimentais. Figura 3.20. Valor experimental e valores teóricos. Com base na observação do gráfico, pode-se inferir que as tensões apresentam comportamento semelhante, mesmo quando são utilizadas poucas posições para o valor teórico da tensão. O objetivo principal do cálculo é verificar se os valores teóricos estão próximos dos experimentais e se ambos os valores se aproximam dos valores tensão pretendidos. Os resultados experimentais indicam que, na meia-onda positiva, os valores são mais elevados na aproximação à bobina, embora a tensão máxima seja mais baixa do que a teórica. Na meia-onda negativa, o valor experimental da tensão, em módulo, é superior ao valor teórico. Este comportamento foi observado nos diversos ensaios realizados. Uma possível razão para esta diferença é que a densidade do campo magnético pode ser maior do que a especificada pelo fabricante, no entanto para obter os valores teóricos foi usado o valor mais baixo, 1,32 T e não 1,37 T. Para analisar esta diferença e otimizar o dispositivo de produção de energia, será necessário medir os valores de B . Outro fator importante a ser considerado é que, durante os testes de queda livre, o movimento do disco nem sempre foi uniforme devido à espessura do disco ser de 10 mm. Por vezes este tinha tendência a oscilar um pouco e não se manter na posição horizontal como pretendido. No entanto os valores dos ensaios onde ocorreu esta situação não foram considerados. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 84 Outro aspeto observado no gráfico é que a meia-onda negativa começa depois do valor teórico, indicando um atraso no movimento. Esse atraso ocorre devido à força eletromagnética de arrasto, que ocorre quando há transferência de energia para as espiras da bobina devido ao movimento do magneto. Com base na análise realizada, é possível afirmar que o método proposto neste trabalho de investigação permite uma primeira abordagem das tensões produzidas e verificar se o número de espiras e o magneto são adequados ao que se pretende. Como os valores obtidos estão dentro dos parâmetros estabelecidos para o dispositivo de produção, o magneto de disco de 30 mm de diâmetro e 1500 espiras na bobina foram considerados para o fabrico do dispositivo. Abordagem proposta neste capítulo, é a de permitir obter o número de espiras necessárias, sendo este parâmetro importante para qualquer modelo proposto, mesmo que esse modelo seja baseado na volumetria da bobina, considerando o fator de acoplamento eletromagnético. Para validar o modelo proposto para obtenção das tensões, os modelos matemáticos propostos por Sneller et al [50] e Donoso et al [65], em que abordagem para o cálculo do fator de acoplamento eletromagnético é diferente, incluindo outras variáveis. A primeira consideração destes autores, é que a densidade do fluxo magnético a considerar deverá estar restrito ao fluxo perpendicular às espiras da bobina, designado por Ba na figura 3.21. Figura 3.21. Magneto a mover-se no interior das espiras, m dipolo magnético, re raio das espiras, r distância da face do magneto ao plano que contém a espiras, Bz e Ba, densidade do fluxo magnético nas respetivas direções, 𝑎,𝑏󰆹 𝑒 𝑟 são os vetores unitários, m dipolo magnético e v velocidade devido ao deslocamento em r . Adaptando a expressão 21 à figura 3.21, a fem é dada por: Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 85 𝜀=𝑟󰇗∮𝐵 𝑎 𝑑𝑙 𝑙 𝑐 (42) Onde 𝑙 𝑐 é comprimento da espira, dl é o vetor diferencial do comprimento do fio e 𝑟󰇗 velocidade do deslocamento do magneto. Esta expressão fica simplificada na mesma forma que a expressão 24, utilizada para o cálculo do número de espiras, mas os termos do fator de acoplamento eletromagnético serão diferentes, devido a ter sido considerado o 𝐵 𝑎 . De forma a descrever as expressões que os investigadores Sneller e Donoso apresentaram, foi considerada a figura 3.22, com aplicação do modelo e dimensões iguais ao que permitiu determinar o número de espiras iniciais a serem utilizadas. Figura 3.22. R1 e R2, Raio interno e externo da bobina, Z altura ao centro do magneto, r distância de progressão do movimento do magneto, Z2 e Z3, cota inferior e superior da bobina. Nesta abordagem, considerando o dipolo magnético, a componente da densidade do fluxo magnético na direção a (figura 3.22) é dada por: 𝐵 𝑎 = 3𝜇 0 4𝜋 𝑚 𝑅𝑍 (𝑅 2 +𝑍 2)52 (43) Sendo que m é o momento dipolo magnético e 𝜇 0 a constante da permeabilidade no espaço livre (4𝜋𝑥10 -7 H/m). Como se pretende fazer os incrementos de r , o deslocamento do magneto, é considerado que Z=Z0-r e por questão de simplicidade substituindo na expressão 43, vem: 𝐵 𝑎 = 3𝜇 0 4𝜋 𝑚 𝑅(𝑍0−𝑟) (𝑅 2 +(𝑍0−𝑟) 2 ) 52 (44) Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 86 Considerando apenas o termo do fator de acoplamento eletromagnético da expressão 42, pode-se definir o 𝛼(𝑟) de acordo com a figura 3.22, da seguinte forma: 𝛼(𝑟)= ∮𝐵 𝑎 𝑑𝑙 𝑙 𝑐 = [ 1 𝑙 𝑐 ∮𝐵 𝑎 𝑑𝑙 𝑙 𝑐 ]𝑙 𝑐 (45) Assumindo que a bobina tem as espiras de forma homogénea e bem apertada, sem espaços entre as espiras, então o 𝐵 𝑎 será o valor da sua média distribuída pelo volume da bobina, pelo que a expressão 45 em termos de volume é: 𝛼(𝑟)=[ 1 𝑉 𝐵𝑜𝑏 ∫𝐵 𝑎 𝑑𝑉 𝑉 𝐵𝑜𝑏 ]𝑙 𝑐 (46) Onde, 𝑉 𝐵𝑜𝑏 é o volume da bobina e dV, é o elemento infinitesimal do volume da bobina. Sabendo que dV=RdRdZ0d 𝜑, onde 𝞿 será o angulo de revolução da bobina, que é 360º, a expressão do 𝛼(𝑟) em termos de volume ocupado, é: 𝛼(𝑟)=∫ ∫ ∫ 3𝜇 0 4𝜋 𝑚 𝑅(𝑍0−𝑟) (𝑅 2 +(𝑍0−𝑟) 2 ) 52 (𝑅𝑑𝑅𝑑𝑍0𝑑𝜑) 𝑅 2 𝑅 1 𝑧 3 𝑍 2 2𝜋 𝜑=0 (47) Resolvendo a expressão anterior, obtém-se a expressão do fator de acoplamento, considerando o valor do dipolo magnético (m), comprimento do fio e volume da bobina, expressão 48. 𝛼(𝑟)= 0.5𝜇 0 𝑚𝑙 𝑐 𝑉 𝐵𝑜𝑏 { 𝑅 √𝑅 2 +(𝑍0−𝑟 ) 2 −𝑙𝑛(√𝑅 2 +(𝑍0−𝑟) 2 + 𝑟} 𝑙 𝑍0=𝑍2 𝑍3 𝑙 𝑅=𝑅1 𝑅2 (48) Multiplicando o valor de 𝛼(𝑟) por 𝑟󰇗, expressão 24, é obtido a fem . Os valores teóricos das tensões obtidas pela expressão anterior, podem assim ser comparados com as tensões experimentais. Aplicando-se os limites Z0 e R , obtém-se a relação entre a velocidade do magneto e a fem produzida. No entanto deve ser calculando primeiro o m e 𝑉 𝐵𝑜𝑏 . O valor de m é dado por: 𝑚= 𝐵 𝑅 𝑉 𝑚 𝜇 0 (49) O 𝑉 𝑚 é o volume do magneto. Considerando os valores que foram utilizados para obtenção da tensão teórica do gráfico da figura 3.22, número de espiras, volume da bobina, dimensão do magneto e o valor de m de 7,421 A-𝑚 2 calculado, é obtido o gráfico do valor teórico através da expressão 24 com o valor de 𝛼(𝑟) da expressão 48, figura 3.23. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 87 Figura 3.23. Valor experimental e valor teórico do modelo considerado. Neste modelo matemático existe uma maior aproximação entre os valores experimentais e teóricos (Anexo II A, valores utilizados para o cálculo, com exemplo de alguns valores de tensão). A onda sinusoidal do valor experimental, finaliza antes da onda teórica, porque o tubo deveria ter um comprimento superior ao que tem, dai que se note a queda de tensão abrupta no final, que é o fim do tubo. No entanto, este dispositivo não necessita de ser maior, porque pretende-se tensões superiores a 5 V (devido a eventuais perdas) em distâncias mais curtas. 3.5 Análise do circuito elétrico do gerador linear eletromagnético Para se representar o circuito elétrico, pode-se simplificar que a bobina está ligada em série, onde irá ser induzido uma fem ( ε ) devido ao movimento do magneto que atravessa a bobina, com uma indutância ( LBob ) e uma resistência interna ( RBob ). Para completar o circuito, uma resistência de carga ( RC ) ligada à bobina. Conforme descrito, o magneto ao atravessar a bobina induzirá uma fem e uma corrente (i) irá fluir no circuito, figura 3.24. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 94 4.1 Parâmetros do gerador eletromagnético linear Foi desenvolvido um gerador linear de energia (LEG) composto por duas bobinas em torno de um tubo cilíndrico de acrílico e um núcleo magnético que se desloca ao longo deste tubo. As bobinas são constituídas por fio de cobre isolado de 0,2 mm de diâmetro, com 1500 espiras (calculado na secção 3.4.2) e uma resistência de 130 Ω cada. O suporte da bobina tem as dimensões anteriormente mencionadas e o tubo de acrílico tem 100 mm de comprimento, 32 mm de diâmetro interior e 2 mm de espessura. Os magnetos possuem a direção magnética paralela ao eixo do movimento. Foram empregues dois magnetos separados por um espaçador, cuja distância dm foi estabelecida, tendo sido produzidos por meio de fabrico aditivo 3D utilizando material de ácido poliláctico (PLA), o qual não apresenta propriedades magnéticas. 4.2. Setup de testes e metodologias Para determinar qual o espaçamento que deve ser utilizado entre os magnetos e bobinas, foi utilizado um dispositivo (fabricado por impressão 3D) que permitiu efetuar um conjunto de testes de forma a caracterizar a melhor configuração, figura 4.1. Figura 4.1. Projeto do dispositivo para testes ao LEG.O gerador é constituído pelas duas bobinas e o elemento magneto (dois magnetos e espaçador). A distância entre as bobinas é dc e dm é a altura do espaçador entre os magnetos. A bobina à direita é P1 e da esquerda P2. Um ângulo de inclinação fixo (15°, 20° e 30°) foi aplicado e o magneto irá mover-se apenas pela força da gravidade. Os ensaios realizaram-se com ângulos a partir de 15°, uma vez que o Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 95 coeficiente de atrito, 0,163 corresponde aproximadamente a 10°. Durante cada teste, o núcleo magnético iniciou o seu movimento no canto direito do LEG, com uma velocidade inicial de 0 ms -1 , e passou pelas bobinas para produzir a tensão. A primeira bobina a gerar tensão é a P1 (mais próxima do magneto) e a segunda bobina é a P2, mais afastada do magneto. Cada bobina foi ligada a uma resistência externa de 130 Ω, o mesmo valor de resistência interna da bobina. Nesta situação, é obtida máxima potência elétrica pelo LEG. Um osciloscópio foi ligado à resistência externa, e a tensão de ambas as bobinas foi registada. A imagem do osciloscópio na figura 4.2 apresenta um dos perfis típicos de tensão de cada bobina quando os magnetos se movem ao longo do tubo. Figura 4.2. A imagem do dispositivo de teste e respetivo equipamento. Foram efetuados 6 ensaios para cada combinação ângulo-espaçador entre magnetos e distância entre as bobinas. A partir da forma de onda da tensão de saída, obtida pelo osciloscópio durante 1,2 s e um período de amostragem de 1,0 ms, a potência de saída do LEG, foi calculada pelas expressões: 𝑃 𝑇𝑂𝑇 =𝑃1+𝑃2 ; 𝑃= 𝑉 𝑅𝑀𝑆 2 𝑅 𝐿 ; 𝑉 𝑅𝑀𝑆 =√ 1 𝑁 ∑𝑉 𝑖2 𝑁 𝑖=0 (54) P é a potência média de saída durante 1,2 s (total, na bobina 1 e na bobina 2), VRMS é a tensão RMS ( root mean square ), RL é a resistência de carga, N é o número de amostras, i é o número da amostra, Vi é a tensão instantânea em cada instante discreto i (V) . A tensão RMS foi calculada em todos os testes, considerando sempre o tempo total de 1,2 segundos, com período de amostragem de 1 ms, resultando em N = 1200 amostras. Foi usada uma resistência de carga RL = 130 Ω para maximizar a potência de saída, que ocorre quando o valor da resistência de carga corresponde aproximadamente à resistência interna da bobina. O ângulo mínimo de inclinação a partir do qual Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 96 o magneto inicia o seu movimento (limitado pelo atrito estático entre o núcleo magnético e a parede do tubo) foi encontrado experimentalmente, e será utilizado um valor superior, 15°. Além da seleção do magneto, que já foi efetuado, foram necessários mais dois parâmetros para otimizar o LEG para a máxima potência de saída: -Distância entre as bobinas, no qual foram considerados os valores; 𝑑𝑐={0;10;20;27 } mm; -Distância entre magnetos; 𝑑𝑚={4;6;8;10;18;24;30 } mm. 4.3 Otimização da distância entre magnetos A distância entre os magnetos no núcleo magnético ( dm ) influencia o valor da potência de saída e sua forma de onda ao longo do tempo. Foram realizados testes nos ângulos de inclinação selecionados (15°, 20° e 30°) e nas distâncias selecionadas entre magnetos ( dm na figura 4.1) foram mantidos os valores de 4, 6, 10, 18, 24 e 30 mm, usando um espaçador de PLA fabricado por impressão 3D, entre dois magnetos. A figura 4.3 apresenta a potência instantânea de um dos ensaios, obtida durante o deslocamento do núcleo magnético (dois magnetos) quando um ângulo de inclinação de 30° é imposto e uma distância entre as bobinas de 0 mm foi utilizada. Os vários gráficos da figura 4.3 representam a potência quando a distância dm está no intervalo de 4 mm a 30 mm. Apesar de se observar uma potência máxima instantânea de cerca de 40-45 mW em todos os gráficos, podem ser notadas diferenças no intervalo de tempo em que a potência é produzida. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 97 Figura 4.3. Potência instantânea observada, com a modificação do valor do espaçador (dm)entre o núcleo magnético, de 4-30 mm. O espaçamento entre as bobinas, dc=0 mm. Ao calcular a potência média produzida durante um intervalo de 1,2 s (com intervalos de 1 ms) em todos os ensaios, foi construído o gráfico da figura 4.4, em que a potência média é traçada em função da distância dm , para os ângulos de inclinação de 15°, 20° e 30°. Figura 4.4. Potência média em função da distância entre os dois magnetos (dm), para os ângulos de 15 ° , 20 ° e 30 ° . Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 98 A distância dc = 0 mm foi mantida nos testes das figuras 4.3 e 4.4, no entanto, outros testes também foram realizados com diferentes distâncias entre a bobinas, de forma a validar o melhor resultado para dm. Os resultados do gráfico da figura 4.4, evidenciam que um espaçamento dm = 6 mm entre os magnetos produz uma potência média mais elevada. 4.4 Otimização da distância entre bobinas A distância entre as bobinas (dc) influencia o valor da potência de saída e a forma do sinal ao longo do tempo. Foram realizados testes com distâncias dc entre 0 mm e 27 mm, tendo sido registada a tensão de saída e calculada a potência instantânea para os ângulos de 15°,20° e 30°. O espaçamento dm = 6 mm entre dois magnetos foi mantido em todos os ensaios, uma vez que anteriormente foi validado como a melhor distância entre os magnetos. Os gráficos das figuras 4.5 apresentam a potência instantânea durante o tempo de teste de 1,2 s para dc igual a 0, 10, 20 e 27 mm em função dos ângulos de inclinação. Figura 4.5. Potência instantânea para dm=6mm, com modificação da distância entre as bobinas(dc) e do ângulo. Como esperado, ao diminuir a distância entre as bobinas, a energia produzida é concentrada num intervalo de tempo menor, sendo este efeito mais notório em ângulos de inclinação menores (intervalo de 200ms-700ms com dc = 27 mm e para 300-650ms com dc = 0 mm). Esse efeito resulta do encurtamento da distância percorrida pelo núcleo magnético dentro das bobinas. A potência instantânea de todos os testes na figura 4.5 foram calculadas em 1,2 s e intervalos de tempo 1 ms, para os ângulos de inclinação de 15°, 20° e 30°. A partir dos valores Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 99 anteriores foi calculado o gráfico comparativo da figura 4.6, para a potência média. Figura 4.6. Potência média em função distância entre bobinas para o espaçamento entre magnetos de 6 mm. A configuração final do LEG, está representado na figura 4.7. Figura 4.7. LEG com as dimensões otimizadas. Nas extremidades do LEG, são colocados dois topos em silicone para amortecer o impacto do magneto no final do percurso. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 100 4.5 Resumo Neste capítulo foi apresentada a otimização experimental do Gerador Eletromagnético Linear (LEG), para um dispositivo de produção de energia completamente submerso, desenvolvido para fornecer energia a longo prazo a sensores oceânicos ancorados. O LEG é composto por um tubo de 100 mm de comprimento e 32 mm de diâmetro, com duas bobinas externas e um núcleo magnético móvel. A otimização das propriedades, dimensões e bobinas dos magnetos foi apresentada para maximizar a potência média de saída. Foi obtida uma potência de pico próximo 100 mW e uma potência média máxima de 4,35 mW com um núcleo magnético composto por dois magnetos de disco (ϕ30mm), espaçados por 6 mm, e duas bobinas, com 1500 espiras e espaçadas por 20 mm, quando o movimento do LEG é repetido a cada 1,2 s. Considerando as condições esperadas no oceano, isso será suficiente para fornecer energia para um grande leque de sensores de monitorização subaquáticos de baixa potência, aumentando assim a sua autonomia. Não foi apresentado nenhuma comparação com o modelo teórico proposto, uma vez que se tornaria complexo calcular o fator de acoplamento eletromagnético, devido às alterações do núcleo magnético, a distância dm e espaçamento entre as duas bobinas. A arquitetura selecionada tem influência direta no peso do dispositivo de produção de energia, conforme foi descrito nas configurações apresentadas no capítulo 2. É importante salientar que um aumento do peso pode requerer a seleção de materiais com características que permitam a modificação da flutuabilidade ou o aumento do volume do dispositivo. Além disso, a escolha da arquitetura deve ser criteriosa e adaptada à potência necessária dos sensores, bem como ao carregamento da bateria ou do condensador, levando em conta os valores de tensão requeridos. Na otimização da configuração, apenas se teve em consideração a otimização da potência de cada bobina, contudo, uma vez que existem duas bobinas e é necessária a retificação da tensão alternada para contínua, torna-se imperativo analisar este requisito, juntamente com o tipo de ligação (paralelo ou série) a ser estabelecida entre as bobinas. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 101 Capítulo 5 Caraterização do LEG em ambiente controlado No presente capítulo será analisado qual a melhor configuração para a ligação das bobinas, série ou paralelo e forma de ligação da ponte retificadora. O presente capítulo é baseado no artigo, publicado na revista Sensors 2022, que foi capa de revista de fevereiro 2020 (Anexo A), Faria, C.L.; Martins, M.S.; Matos, T.; Lima, R.; Miranda, J.M.; Gonçalves, L.M. “Underwater Energy Harvesting to Extend Operation Time of Submersible Sensors.” Sensors 2022, 22, 1341.https://doi.org/10.3390/s22041341. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 102 Nos capítulos precedentes, foram selecionados a arquitetura, magnetos e materiais do LEG, e procedeu-se à sua otimização em termos do núcleo magnético e espaçamento entre as bobinas, com o objetivo de se obter uma produção energética eficiente. Até agora, foram realizados ensaios em queda livre ou deslizamento livre, uma vez que é mais fácil caracterizar o sistema para otimização. No entanto, considerando que o LEG estará sujeito a oscilações quando utilizado no oceano, as frequências envolvidas afetarão a produção de energia. Levando em conta que, no oceano, as frequências das ondas são baixas, inferiores a 1 Hz, esse valor foi adotado como limite, para os ensaios que foram realizados para medir a energia produzida pelo LEG em função da frequência. A costa portuguesa é frequentemente atingida por ondas formadas em tempestades com o centro no meio do Oceano Atlântico, assim como ondas criadas pelo vento local. O dispositivo proposto é para ser instalado a uma profundidade entre 3 e 10 m, próximo da costa, pelo que foram consideradas as frequências das ondas de maré (são ondas regulares e longas com cristas geradas numa tempestade que viajaram longas distâncias) e as ondas de vento (ondas irregulares e curtas geradas pelo vento local). Os valores dos períodos de onda na costa portuguesa e a interação entre a profundidade e as ondas, apresentam frequências entre 0,1 e 0,4 Hz, que serão utilizadas nos ensaios. Outra razão para considerar essas frequências é que o dispositivo irá trabalhar em regiões com interações entre ondas e correntes. No oceano, o dispositivo estará submetido a oscilações com várias frequências através da água, e a frequência pode eventualmente ser influenciada pela profundidade, pela proximidade da costa, pela morfologia do leito do mar e pelas estruturas artificiais existentes nas proximidades. Com todas estas variáveis em consideração, o objetivo deste trabalho experimental foi o de verificar a possibilidade de aumentar a autonomia dos sensores, ou mesmo torná-los energeticamente autónomos. Alguns autores utilizaram modelos matemáticos para prever os valores da potência elétrica em algumas configurações dos dispositivos, como previamente mencionado. Neste trabalho, as expressões matemáticas foram obtidas tendo em conta os resultados experimentais dos testes individuais das bobinas, a fim de prever as melhores configurações para as ligações. Os resultados foram confirmados experimentalmente com testes de queda livre, testes de carga e testes de frequência para prever a potência elétrica de saída. Após os ensaios, os valores obtidos foram analisados em relação aos valores calculados. Finalmente, o gerador foi testado, alimentando vários sensores de turbidez, simulando uma aplicação real. Não foi utilizada a expressão matemática das equações previamente obtidas para o fator de acoplamento eletromagnético, uma vez que esta não contempla configurações de magnetos com espaçadores. No entanto, pode ser usada para uma estimativa das tensões e forma da onda da tensão formada, não contemplando, contudo, qualquer amortecimento que possa existir nos topos Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 103 do tubo. Ao dispositivo foi adicionado um motor de 60 rpm, com a possibilidade de alterar a rotação pela tensão. A configuração do LEG utilizada nos ensaios é a que anteriormente foi otimizada, figura 4.7, isto é, dc de 20 mm e dm de 6 mm, com 1500 espiras, no entanto as novas bobinas fabricadas utilizadas no LEG apresentam uma resistência de 125 Ω. Tendo em conta os resultados obtidos por Nuno Silva et al [66], em que as bobinas foram testadas em série, com dois díodos para a retificação da onda, foi analisado qual a melhor ligação (série ou paralelo) entre as bobinas e os díodos, para tal foram efetuados ensaios experimentais com frequências entre 0,1 e 0,4 Hz. Na figura 5.1, a título de exemplo é apresentado o diagrama de uma das possíveis ligações entre as bobinas e díodos, utilizada nos ensaios. Aqui, a tensão de cada bobina é retificada e ligada em paralelo com a outra bobina. No entanto outras formas de ligação foram analisadas. Figura 5.1. Um possível diagrama das ligações elétricas das duas bobinas, o sistema de armazenamento de energia e a carga. Para possibilitar a ligação do dispositivo LEG aos sensores e ao dispositivo de armazenamento, um retificador de ponte completa foi empregue para converter a energia de corrente alternada (AC) para corrente contínua (DC), conforme ilustrado na figura 5.1. Foram utilizados díodos Schottky (BAT54CL) para o fabrico da ponte retificadora, sendo esperada uma queda de tensão direta 0,15 V em cada díodo. Numa primeira fase, foram testadas as várias formas de ligação das duas bobinas. Para tal não foi utilizado o condensador ou bateria. Numa segunda fase, foi utilizado um condensador com capacitância de 1F e tensão nominal de 9V, juntamente com uma bateria LiPo de 3,7V/2400 mA, a fim de armazenar a energia necessária para alimentar os sensores. Um sistema de gestão de energia deve ser utilizado, visando maximizar tanto a utilização quanto o armazenamento da energia Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 110 retificada (valor absoluto da tensão) da bobina A, Vbn é a tensão de saída retificada na bobina B. Vn , a tensão de saída, é a soma (série) de ambas as tensões. Foi considerada uma queda de tensão direta de 0,3 V nos dois díodos do retificador. 𝑉𝑎𝑛={ 0 , |𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐴 |<0,30 |𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐴 |−0,30,| 𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐴 |≥0,30 (56) 𝑉𝑏𝑛={ 0 ,|𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐵 | <0,30 |𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐵 |−0,30,| 𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐵 |≥0,30 (57) 𝑉𝑛=𝑉𝑎𝑛+𝑉𝑏𝑛 (58) A figura 5.7 representa a tensão calculada (linha preta) e a tensão medida experimentalmente (linha vermelha) da saída, do movimento de queda livre de bobina A para bobina B (gráfico à esquerda) e de bobina B para bobina A (gráfico à direita). Pequenas diferenças são notadas nos resultados da figura 5.6 (série antes da retificação) e da figura 5.7 (combinação série depois da retificação), figura 5.5 (b), a serem discutidas mais adiante. Figura 5.7. Tensões de saída calculada e obtida experimentalmente, em queda livre nas direções da bobina A-B (gráfico esquerdo) e da bobina B-A. Aa bobinas A e B estão ligadas em série após a tensão de cada bobina passar pela ponte retificadora. 5.2.4 Bobinas em Paralelo Seguidas de Retificação As duas bobinas foram ligadas em paralelo e a tensão obtida foi retificada pela ponte retificadora, figura 5.5 (c). A expressão (59) calcula as tensões de saída esperadas. Considerando os resultados da figura 5.4, a polaridade da bobina A foi invertida para obter uma saída de tensão mais elevada Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 111 quando ligado em paralelo com a bobina B. 𝑉 𝑛 ={ 0, | (−𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐴 +𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐵 ) 2 | <0,30 | (−𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐴 +𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐵 ) 2 |−0,30, | (−𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐴 +𝑉 𝐵𝑜𝑏𝐵 ) 2 | ≥0,30 (59) Vn é o valor da tensão de saída, VBobA e VBobB são as tensões de saída da bobina A e bobina B, conforme apresentado na figura 5.4, e 0,3 V é a queda de tensão direta do díodo. Na figura 5.8 estão os resultados teóricos calculados a partir do resultado experimental de cada bobina da figura 5.4, sendo os resultados experimentais a média de seis testes realizados em queda livre para cada uma das bobinas. Figura 5.8. Tensão de saída calculada e valor da tensão experimental em queda livre, com movimento da bobina A para bobina B (gráfico esquerdo) e da bobina B para a bobina A (gráfico direito). As bobinas são ligadas primeiro em paralelo seguido depois da ponte retificadora. 5.2.5 Bobinas em Paralelo após Retificação Cada tensão da bobina é retificada, e a tensão de saída total é obtido ligando ambas as tensões retificadas em paralelo. Os valores de tensão obtidos a partir do teste de queda livre, figura 5.4, foram utilizados para calcular a tensão de saída do sistema. Van é o valor absoluto para a bobina A obtida na expressão 56 e Vbn da expressão 57 é o valor absoluto para a bobina B, com queda de tensão direta do díodo de 0,3 V. A ligação em paralelo após a retificação é obtida teoricamente considerando o valor absoluto máximo da bobina A ou da bobina B, na expressão (60): 𝑉 𝑛 =𝑀𝑎𝑥(𝑉 𝑎𝑛 ;𝑉 𝑏𝑛 ) (60) As tensões teóricas e experimentais, estão representadas na figura 5.9. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 112 Figura 5.9. Tensão saída calculada e valor da tensão experimental em queda livre, com movimento da bobina A para bobina B (gráfico esquerdo) e da bobina B para a bobina A (gráfico direito). As bobinas são ligadas em paralelo depois das pontes retificadoras. 5.2.6 Comparação de resultados Ao comparar os gráficos teóricos e experimentais das figuras anteriores, pode ser selecionada a melhor configuração de ligação. A tabela 5.2 apresenta a tensão máxima, medida ou calculada, das quatro configurações apresentadas, em série ou em paralelo, com retificação (PR) antes ou depois de uma combinação de bobinas e com movimentos em ambas as direções (da bobina A para bobina B (A-B) e vice-versa (B-A). Tabela 5. 2. Tensões máximas das combinações. Tipo de configuração Valores teóricos (V) A-B B-A Valores experimentais (V) A-B B-A Série seguido de PR 27,10 26,62 26,19 25,31 Série depois de PR 26,80 26,32 26,06 26,06 Paralelo antes PR 18,13 17,80 22,08 21,64 Paralelo depois de PR 22,39 21,78 21,20 22,80 No entanto, a tensão máxima, conforme apresentado na tabela 5.2, não é suficiente para avaliar a melhor configuração. A bateria carrega somente quando a tensão está acima de 4,0 V. Um LEG deve fornecer tensões acima de 4,0 V por períodos mais longos. O tempo total em que as tensões estão acima de 4,0 V pode ser calculado com a expressão (61). 𝑇𝑜𝑡=∑((𝐵𝑜𝑏 𝐴 𝑛 )𝐴 → 𝐵+(𝐵𝑜𝑏 𝐵 𝑛 )𝐵→𝐴 𝑛𝑛=4.1 (61) O Tot é o tempo total em que o LEG pode carregar a bateria dos dois conjuntos de valores de movimento, da bobina A para bobina B (Bob 𝑨 𝒏 ) e de bobina B para bobina A (Bob 𝑩 𝒏 ). O cálculo do tempo total é apresentado na tabela 5.3. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 113 Tabela 5. 3. Tempo total da tensão acima dos 4,0 V, em função do tipo de configuração. Tipo configuração Tempo total (ms) Série seguido de PR 146,5 Série depois de PR 202,4 Paralelo antes PR 123,3 Paralelo depois de PR 188,3 Da tabela 5.2 verifica-se que as ligações série apresentam maiores tensões que a ligação em paralelo. Verifica-se também na tabela 5.3 que a ligação em série depois da ponta retificadora apresenta um tempo mais longo com tensão superior a 4,0V. Apesar destes resultados serem aproximados e não contemplarem todas as variáveis envolvidas (por exemplo, a resistência interna do gerador ou o efeito de abrandamento devido à carga), esta foi considerada a solução a ser adotada. 5.3 Análise de potência de saída A ligação em série, após retificação, foi utilizada nos seguintes testes de caracterização, visto que resultados prévios demonstraram que esta configuração maximiza o carregamento da bateria. Nos testes seguintes, uma carga foi aplicada no gerador, como uma carga resistiva, uma bateria ou um condensador. Uma carga permite que o gerador produza corrente e potência elétricas, e consequentemente, energia mecânica é retirada do movimento do magneto. Esta transferência de energia abranda o movimento do magneto devido à força de arrasto causada pela indução nas bobinas, e o movimento mais lento reduz o valor de tensão de saída até que um equilíbrio seja alcançado. Nos testes da seção anterior, apenas a tensão foi considerada, sem fluxo de corrente, portanto, o seu efeito na tensão de saída não foi considerado. Nos testes de caracterização a seguir, a potência de saída e a energia foram calculadas para diferentes cargas e frequências de movimento. 5.3.1 Influência da carga na potência de Saída Com um conjunto de vários valores de resistências de carga, um conjunto de seis testes por resistência foram realizados, e os valores médios foram considerados para obter a potência média. Dois exemplos das tensões medidas são apresentados na figura 5.10, num teste de queda livre, usando as resistências de carga de 199 Ω e 510 Ω. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 114 Figura 5.10. Tensões de saída em queda livre para duas resistências,199 e 510 Ω. São registadas as tensões do movimento do magneto da Bob A para Bob B e sentido inverso. Com base nos resultados dos gráficos anteriores, a potência média é calculada pela Expressão (54), do capítulo IV. A tensão RMS foi calculada em todos os testes, sempre considerando o tempo total de 5,0 s (0,2 Hz) e com um período de 313 µs, resultando em 15 974 amostras. A potência foi calculada separadamente para os testes de queda livre do magneto, da bobina de A para B e de B para A, e os dois valores foram somados para calcular a potência num ciclo completo de 5 s. A tabela 5.4 apresenta a potência média para diferentes cargas, e a figura 5.11 é o gráfico da potência de saída em função da resistência da carga. Tabela 5. 4. Potência média em função das resistências de carga e Pt, potência de um ciclo. Resistência (Ω) PAB BobA para BobB (mW) PBA BobB para BobA (mW) Pt um ciclo (A+B) (mW) 12,1 0,51 0,31 0,82 24,1 0,86 0,96 1,82 30,2 1,11 1,21 2,32 62,2 1,78 1,66 3,44 123,9 2,44 2,45 4,89 199,0 2,95 3,04 6,00 242,7 3,15 3,06 6,20 510,0 3,23 3,15 6,38 912,0 0,48 0,47 0,95 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 115 Figura 5.11. Potência média em função da carga resistiva. Os pontos representam os valores médios de 6 testes, as barras o desvio padrão. A linha representa a potência gerada quando utilizada para carregar uma bateria de lítio de 3,2 V. A potência média máxima é obtida com resistências na gama de 199 Ω a 510 Ω, apesar da resistência interna de 125 Ω em cada bobina e de uma resistência total de 250 Ω numa configuração em série. Uma potência quase constante pode ser obtida com cargas de 199 Ω a 510 Ω. A potência máxima não é obtida com uma resistência de carga equivalente à resistência interna do gerador por várias razões. Em primeiro lugar, a corrente de carga que flui nas bobinas causa uma força magnética de arrasto no magneto (Felem), o que altera o seu movimento. Numa ligação em paralelo após o circuito de retificação, a corrente extraída de cada bobina não é distribuída igualmente, uma vez que depende da tensão de saída de cada bobina. Além disso, numa ligação em série após a retificação, a corrente de saída pode ter uma direção diferente em cada bobina, devido à retificação de onda completa. Como o gerador destina-se a carregar uma bateria de iões de lítio que apresenta uma tensão quase constante (3,0 V a 4,1 V), então para simular esta carga, um condensador de 1 F, précarregado com 3,2 V, foi ligado como carga, e mediu-se a tensão inicial e final do condensador para calcular a energia armazenada e a potência média. A energia armazenada pode ser calculada com a expressão: 𝑃.∆𝑡=𝐸= 12 𝐶(𝑉 𝑓2 −𝑉 𝑖2 ) (61) onde P é a potência média no intervalo de tempo ∆t , E é a energia, C é o valor capacitância, Vf é a tensão final e Vi é a tensão inicial do condensador. Se o tempo ∆t = 5 s é considerado, num Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 116 movimento de 0,2 Hz (como na tabela 5.4), a potência média pode ser calculada. Num teste de queda livre, a tensão subiu 4,13 mV de 3,216 V, e calculou-se uma potência de 2,8 mW (a tensão foi medida numa série de 10 quedas livres, de BobA para BobB e de BobB para BobA). Este valor é representado por uma linha na figura 5.11. Como esperado, a potência obtida está abaixo da potência máxima com carga ótima. Para operar na potência máxima com carga ótima, é necessário um circuito de rastreamento do ponto da potência máxima (MPPT). Para a potência de trabalho esperada (6,0 mW neste teste), tal circuito apresentaria normalmente uma eficiência inferior a 70% (devido a perdas no conversor e à energia necessária para alimentar o circuito), representando assim que apenas 4,0 mW poderiam ser utilizados para carregar a bateria. A ligação direta do gerador à bateria representa uma enorme simplicidade no circuito, e quase a mesma potência pode ser entregue à bateria. 5.3.2 Influência da frequência do movimento na potência de saída Foram realizados os seguintes testes para frequências de movimento entre 0,1 e 0,4 Hz, uma vez que o sistema foi projetado para operar nestas baixas frequências. Os testes foram realizados para todas as resistências de carga anteriores, mas apenas as resistências/cargas com a maior potência média são representadas. A potência média foi calculada em todos os testes, sempre considerando o tempo total de 50 s, com um intervalo de amostragem de 3,125 ms, resultando em 16 000 amostras, usando a expressão (54). A figura 5.12 representa a potência média de saída medida em três valores diferentes de resistência de carga, para as frequências de movimento indicadas (0,1Hz, 0,15Hz, 0,2Hz, 0,3Hz e 0,4Hz). Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 117 Figura 5.12. Potência média obtida para três valores de resistências de carga, com frequências de movimento de 0,1-0,4 Hz. Os pontos, representam os valores médios e as barras o desvio padrão em 6 testes. 5.4 Armazenamento de energia e alimentação de sensores Os testes de carga anteriores foram realizados com uma carga resistiva. No entanto, numa aplicação real, espera-se que seja utilizada uma bateria recarregável de lítio (LiPo) ou um supercondensador. Para garantir que o sistema proposto possa fornecer energia nas frequências desejadas, além do teste de carga com as resistências apresentados anteriormente (tabela 5.4), foram realizados testes para carregar um condensador de 1 F para simular uma bateria LiPo. Esta normalmente carrega de 3,0 V (totalmente descarregada) a 4,1 V (totalmente carregada), com um aumento de tensão quase linear. Para estes testes, o valor inicial da tensão do condensador é de 3,7 V, e foram realizados testes para aumentar a tensão do condensador acima de 4,1 V. Os testes foram feitos para frequências de 0,1 Hz a 0,4 Hz, e a tensão final foi medida no tempo total de 900 s. A figura 5.13 mostra a tensão do condensador medida no tempo inicial de 300, 600 e 900 s. 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0 2 4 6 8 10 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0 2 4 6 8 10 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30 0,35 0,40 0 2 4 6 8 10 123,9 Ω Frequência (Hz) 199 Ω Potência média (mW) 247,2 Ω Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 118 Figura 5.13. Carregamento do condensador durante 900 s, em função da frequência. Considerando o gráfico tempo-tensão da figura 5.13, a energia armazenada no condensador pode ser calculada pela expressão 61. O gráfico da figura 5.14 apresenta o armazenamento de energia no condensador ao longo de 900 s. Figura 5.14. Energia armazenada no condensador em 900 s. O gerador tem por finalidade fornecer energia a sensores submersos. Na configuração 0200 400 600 800 1000 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 0200 400 600 800 1000 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 0200 400 600 800 1000 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 0200 400 600 800 1000 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 0200 400 600 800 1000 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8 5,0 5,2 5,4 Tensão (V) 0,15 Hz Tempo (s) 0,2 Hz 0,4 Hz 0,3 Hz 0,1 Hz Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 119 proposta (figura 5.3), foram considerados até oito sensores. Todos os oito sensores foram caracterizados, e uma potência média de 0,945 mW foi medida em cada sensor, usando uma tensão de 3,2 V (a ficha técnica do sensor mostra que cada sensor pode ser alimentado com uma tensão de entrada entre 3,0 e 5,0 V). Por exemplo, considerando que a potência média consumida por um sensor é de 0,945 mW, então em 900 s, cada sensor consome 851,43 mJ. Neste caso, para fornecer energia a pelo menos três sensores em 900 s, é necessária uma energia de 2,55 J. Na figura 5.14, é possível confirmar que o sistema pode fornecer energia a três sensores a uma frequência de 0,2 Hz e após subtrair 2,55 J do consumo dos três sensores, ainda restam 0,42 J para carregar um dispositivo de armazenamento de energia. Com uma frequência de 0,4 Hz, oito sensores podem ser alimentados. É importante salientar, que o valor das frequências é constante. Para confirmar estes valores teóricos, foram realizados testes com esses sensores ligados ao LEG. Foi introduzido uma oscilação de 0,2 Hz na plataforma com o LEG montado, e o mesmo condensador de 1 F foi ligado em paralelo com a carga dos três sensores. A figura 5.15 representa a evolução da tensão ao carregar o condensador a 0,2 Hz, sem carga e com a carga dos três sensores. O condensador foi usado para armazenar a energia, mas também como um meio simples de medir a energia armazenada, conforme representado na expressão 61. Figura 5.15. Carregamento do condensador a 0,2 Hz, com carga de 3 sensores e sem carga. O procedimento de carga representado no gráfico foi repetido seis vezes, e os resultados médios obtidos estão registados na tabela 5.5. A tensão inicial do condensador (Vi) é sempre de 3,7 Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 126 𝑅𝑒= 𝑉𝑑 𝜈 (62) Onde Re é número de Reynolds, V velocidade do fluído, d o comprimento linear característico e 𝝂 a viscosidade cinemática do fluído, considerando o ar com valor de 1,5x10 -5 m2s - 1 . As variáveis utilizadas para simulação são dadas pelas expressões: 𝐼 𝑡 = (( 𝟏𝟑 )(𝒖 𝟐 +𝒗 𝟐 +𝒛 𝟐 )) 𝟏𝟐 𝑼 (63) 𝑘= 32 (𝑈𝐼 𝑡 ) 2 (64) 𝜖=𝑐 𝜇𝑘 32 𝐿 𝑡 (65) 𝜔= √𝑘 𝐿 𝑡 (66) Onde a intensidade de turbulência é 𝑰 𝒕 , u , v , z , as velocidades do fluido nas direções x, y, z em ms -1 , U é a magnitude da velocidade em ms -1 , k é a energia cinética turbulenta em m 2 s -2 , 𝝐 é a dissipação turbulenta em m 2 s -3 , ω é taxa de dissipação turbulenta em 1s -1 e 𝑳 𝒕 é o comprimento de escala em metros. Nas simulações este valor foi de 22% da espessura da camada limite da malha. O solver utilizado, simpleFoam, tem um valor da constante 𝒄 𝝁 de 0,09 e foi usado o modelo turbulento RANS ( Reynolds-Averaged Navier-Stokes equations ) nas simulações, por necessitar de menos tempo de computação e por ser o mais usado na indústria. O modelo turbulento RAS a ser aplicado nas simulações será SST k–omega (Shear Stress Transport). Para a simulação foi utilizada uma esfera com diâmetro de 0,21 m. As dimensões para volume da simulação que contém a esfera será de 2,8 m de comprimento, 2,20m de largura e 2,20 m de altura. Para comparar os resultados do solver selecionado e o modelo turbulento considerado, com os valores do gráfico da figura 6.1, foram efetuadas simulações para o número de Reynolds, 10 3 ,10 4 e 10 5 . De acordo com o diagrama de fluxo da simulação, figura 6.2, a primeira etapa foi modelar a esfera, figura 6.3 e exportar no formato stl para o OpenFoam. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 127 Figura 6.3. Modelação da esfera em Fusion 360 e exportação do ficheiro stl, com prémalha. Os parâmetros da malha e da simulação estão incluídos no anexo II, para a simulação do número de Reynolds de 10 3 . Foi utilizado o programa CFmesh e a função surfaceGenerateBoundingBox para as dimensões do volume que contêm a esfera, e obteve-se uma malha com 95 600 células, uma simetria de 0,885 e uma não-ortogonalidade máxima de 58,12. Estes valores estavam dentro dos parâmetros pretendidos (obtidos pelo relatório da malha e do comando checkMesh ) para submeterse a malha à simulação. Na figura 6.4, pode-se visualizar o pormenor da malha. Figura 6.4. Imagem esquerda, corte da malha do volume do fluído com esfera no centro. A malha é mais refinada na zona adjacente entre a esfera e o fluído. Na imagem direita, é apresentado a malha da esfera e as camadas mais refinadas junto à esfera. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 128 Realizaram-se as simulações em 32 horas com o solver e modelo previamente selecionado, com o recurso a 3 processadores intel® core i3 e obtiveram-se os valores de CD para os três números de Re , tabela 6.1. Tabela 6. 1. Valores CD em função número de Re. Re Velocidade (ms-1) CD 103 0,05 0,51 104 0,5 0,525 105 5 0,41 Compararam-se os valores do coeficiente de arrasto ( CD ) obtidos com os do gráfico da figura 6.1, constatou-se que se encontram na mesma ordem de grandeza. Na figura 6.5, foram registados no gráfico os valores obtidos nas simulações. Figura 6.5. Marcação dos valores de CD obtidos nas simulações. Devido à proximidade dos valores obtidos, foi possível considerar a utilização do modelo turbulento SST k-omega juntamente com o solver simpleFoam para efetuar as simulações do corpo externo do LEG. Esta escolha permitiu obter resultados coerentes e fiáveis para análises futuras. 6.2 Parâmetros das simulações numéricas do protótipo selecionado Considerando as diferentes velocidades da água presentes no oceano, procedeu-se à realização de simulações com velocidades de água de 0,1, 0,2, 0,25, 0,3 e 0,50 ms -1 , conjuntamente Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 129 com as variações do ângulo do dispositivo. Vários modelos foram testados através das simulações, e entre estes, o modelo mais adequado foi selecionado para a aplicação em questão, considerando os valores do coeficiente de arrasto ( CD ) e da força de arrasto ( FD ), calculadas pela simulação, figura 6.6. Figura 6.6. Modelo selecionado após as simulações. a) Vista em perspetiva, b) Vista lateral, c) Vista frontal, d) Vista traseira. O ângulo das pás, tomando como referência a figura 6.6 (c), é de 39,5° para a pá esquerda e 30,1° para a pá direita, em relação ao eixo x. As dimensões reais foram utilizadas nas simulações, figura 6.7. Figura 6.7. Dimensões em milímetros, do protótipo utilizado nas simulações. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 130 Antes de se proceder às simulações, foi definido: -As condições fronteiras, serão utilizadas as dimensões reais do dispositivo; -O fluido e as suas propriedades (nestas simulações será usado água do mar, com uma viscosidade cinemática ( 𝝼 ) de 1,017x10 -6 m 2 s1 , valor da tabela das propriedades da água do mar de James W. Murray, Universidade de Washinton); -Tipo de malha a ser utilizada (grosseira, média, fina e extrafina). Este parâmetro não sendo corretamente selecionado, influencia os resultados, ao ponto de não haver convergência nos seus valores ou mesmo apresentar soluções que não são realistas. No entanto, é necessária uma solução de compromisso, uma vez que uma malha mais fina (maior número de células), exigirá maior tempo de computação; -O solver e o modelo, que é o mesmo que foi utilizado na simulação da esfera; -Simulações para os ângulos, 0°, 15°, 20° e 30° (no protótipo físico, será colocado um limitador do ângulo, para evitar a rotação de 360°); -O ângulo de 0° como a posição de início do funcionamento do protótipo. Para as simulações apresentadas neste capítulo, foi utilizado o modelo à escala real, pelo que as dimensões das condições fronteira teriam de estar de acordo com as dimensões do protótipo. No anexo II, pode-se consultar os parâmetros utilizados. 6.2.1 Condições fronteira As condições fronteiras, figura 6.8, com as dimensões totais, incluindo o protótipo a partir do qual foi convertido numa malha para a simulação. Figura 6.8. a) Dimensões consideradas para a simulação da interação fluido/protótipo, b) Protótipo, c) Vista superior. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 131 É importante destacar que existe uma relação proporcional entre o objeto de estudo, o dispositivo, e a distância entre as condições fronteiras. Essas condições incluem a zona de entrada do fluido ( inlet ), a zona de saída do fluido ( outlet ) e as paredes das condições fronteira ( wall ), que se encontram acima, abaixo, à esquerda e à direita do dispositivo. As distâncias entre o dispositivo e as paredes não podem ser muito próximas, visto que isso poderá afetar os resultados da simulação ou até mesmo tornar inviável a realização da malha. Nas dimensões representadas nas figuras 6.7 e 6.8, foi estabelecido que as distâncias são, no mínimo, quatro vezes maiores do que a dimensão do dispositivo, e, no máximo, nove vezes maiores do que essa dimensão. Esta proporção é fundamental para garantir a qualidade da malha e, consequentemente, a eventual convergência dos resultados. 6.2.2 Malha Considerando as dimensões do dispositivo e condições fronteiras em análise, foi vantajoso considerar a utilização de uma malha com poucas células, mas que garanta a fiabilidade dos resultados. Quanto mais células a malha incluir, maior será o tempo de computação. Neste sentido, foi de extrema importância comparar numa primeira fase, a viabilidade da utilização de uma malha com poucas células, em relação a uma malha com muitas células. Para a comparação, foi utilizado os valores do coeficiente de arrasto ( CD ). Foram realizadas duas simulações com o intuito de comparar diferentes definições de malhas, mantendo-se a velocidade para o fluido em ambas as condições, a saber, 0,5 ms -1 , e com o protótipo posicionado a -20° em relação à horizontal (terceiro quadrante, com a parte frontal voltada para baixo). Na primeira simulação, utilizou-se uma malha com um total de 5 093 063 células, obteve-se um coeficiente de arrasto ( CD ) de 0,7241. Na segunda simulação, empregou-se uma malha com de 82 000 células, e o valor obtido de C D foi 0,7330. No que diz respeito ao tempo computacional necessário para realizar essas simulações, foi necessário um total de 26 horas utilizando 5 093 063 células, com aplicação de 4 CPU 's Intel® i7 em paralelo. A malha com aproximadamente 82 000 células, necessitou de aproximadamente 6 horas de computação no mesmo computador. Na figura 6.9 é evidente a diferença entre o número de células utilizadas nas malhas que foram comparadas. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 132 Figura 6.9. a) Posicionamento do protótipo, b) Malha fina do volume do fluido, c) Malha fina do dispositivo, d) Visualização do detalhe da aresta, e) Malha grosseira/média do volume do fluido, f) Malha grosseira/média do dispositivo, g) Visualização da aresta. Independentemente da malha a ser utilizada, é fundamental que se tenha atenção às transições das células, que devem ser adaptativas e suaves, em vez de bruscas, para garantir a qualidade dos resultados obtidos. Além disso, é importante que haja um refinamento da malha em zonas específicas, onde se pretende analisar com maior detalhe os fenómenos em questão. Para tal, foi necessário diminuir o tamanho das células e aumentar as camadas de refinamento nessas áreas, como ilustrado na figura 6.10. Figura 6.10. Vista em corte do volume do fluido com o dispositivo, a) Transição suave nas células da malha na proximidade do dispositivo (com mais células), b) Transição suave na malha (com menos células) para o dispositivo, mas com maior número de camadas de refinamento. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 133 É importante realçar que, para a malha com menos células, foi adotado um refinamento mais acentuado na região de contato entre o dispositivo e o volume de fluido, visando garantir a confiabilidade dos resultados e reduzir o tempo de computação. Com o solver, o modelo, as condições fronteiras da simulação, as dimensões e o refinamento da malha validados, realizaramse as simulações. O objetivo das simulações foi avaliar a capacidade da força de arrasto ( FD ) em movimentar o dispositivo, considerando a velocidade do fluido. Nas simulações não foi considerado o peso do dispositivo. Tendo em vista que as velocidades da água do mar podem variar em função da morfologia da região em que o dispositivo é instalado, foram definidos valores específicos de velocidade de água do mar a serem adotados para a realização das simulações, 0,1, 0,2, 0,25, 0,3 e 0,5 ms -1 . Foi analisado o comportamento do F D em função da alteração da velocidade e dos diferentes ângulos de posicionamento do protótipo em relação ao fluido. A figura 6.11 ilustra os ângulos do protótipo utilizados nas simulações. Figura 6.11. Posicionamento do protótipo para as simulações. Foram considerados ângulos positivos e negativos nas simulações, relativamente à frente do protótipo, uma vez que o fluxo ou oscilações podem alterar a posição do dispositivo no seu deslocamento. Apesar de terem sido realizadas simulações até um ângulo máximo de 30°, é importante salientar que isso não implica que o protótipo não possa atingir um ângulo superior. A partir do cálculo das forças de arrasto, é possível determinar o ângulo máximo que o protótipo pode alcançar. No entanto, do ponto de vista físico, esse ângulo será limitado a 70°, a fim de evitar a rotação do dispositivo e a eventual fratura dos filamentos do cabo elétrico que possa estar ligado ao dispositivo, garantido assim a segurança e a eficiência da operação do protótipo. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 134 6.3 Simulações Foram usadas as referências P1 e P2, para as pás esquerda e direita, quando forem apresentados os cortes dos escoamentos. Para o corte do escoamento do corpo foi usada a designação B1, figura 6.12. Figura 6.12. Identificação dos componentes do protótipo para referência das visualizações. As simulações foram efetuadas para as velocidades de 0,1, 0,2, 0,25, 0,3 e 0,5 ms -1 . Os ângulos, conforme anteriormente referido, utilizados nas simulações foram 0°, que é a posição de equilíbrio ou repouso do dispositivo, 15° que é considerado o ângulo a partir da qual o dispositivo produz energia e também foram efetuadas simulações para 20° e 30°. A inclinação do dispositivo face à direção do fluido para as simulações, são as identificadas na figura 6.11. Os valores dos parâmetros para efetuar as simulações a partir das expressões 62 a 66, estão incluídas no anexo II, assim como outros parâmetros também necessários, fvschemes , fvSolutions, decomposeParDict entre outros. Como exemplo, é apresentada parte da simulação no instante do tempo de 1 segundo, para a velocidade de fluído 0,3 ms -1 , para os diferentes ângulos, figura 6.13 e 6.14, com direção e sentido do fluido da figura 6.11 e foram consideradas para todas as simulações. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 135 Figura 6.13. Velocidade (ms-1) para as pás P1, P2 e B1 para 1 s, para os ângulos 0 ° a 15 ° . Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 142 Figura 6.22. Velocidades constantes com alteração do ângulo negativo. O comportamento do FL , para os ângulos negativos é diferente dos ângulos positivos. A partir dos gráficos e valores obtidos, foi possível calcular a massa do dispositivo, porém não se podem obter informações relativas à existência de alguma oscilação no dispositivo. Para avaliar se no dispositivo é provocada alguma oscilação, foi analisado o comportamento do coeficiente de sustentação, conforme já mencionado anteriormente neste capítulo. Na figura 6.23, é possível observar os valores de CL obtidos nas simulações anteriores, considerando uma velocidade constante de 0,3 ms -1 e alteração do ângulo. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 143 Figura 6.23. Valores de CL para os ângulos de 0 ° , 15 °, 20 ° e 30 ° . Velocidade de simulação de 0,3 ms-1. Verificou-se a ocorrência de uma pequena oscilação no dispositivo, com maior amplitude nos ângulos de 0°, 15° e 20°, e menor amplitude no ângulo de 30°. Outras simulações foram realizadas com diferentes valores de velocidade, tendo em vista que o coeficiente de sustentação também influencia o cálculo da massa do protótipo. Da mesma forma foi analisado o CL para a mesma velocidade de 0,3 ms -1 com ângulos negativos, de forma a identificar estas pequenas oscilações no protótipo, figura 6.24. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 144 Figura 6.24. Valores de CL para os ângulos de -15 ° , -20 ° e -30 ° . Velocidade de simulação de 0,3 ms-1. Dos gráficos anteriores, verificou-se que existem pequenas oscilação. No entanto estas pequenas oscilações irão promover alterações na força F L . Para ângulos negativos, principalmente para -15°, a oscilação é superior do que para os ângulos positivos. Foram efetuadas simulações para restantes velocidades no intuito de se verificar se também existiam estas pequenas oscilações (gráficos no Anexo III). É importante evidenciar que há valores de força de sustentação negativos, o que significa que a direção da força é na direção ao solo e não para a superfície do mar. Em velocidades baixas, quando o dispositivo se encontra na sua posição de equilíbrio, o coeficiente de força de arrasto obtido nas simulações é baixo, podendo não ser suficiente para movimentar o protótipo caso ele não esteja próximo da flutuabilidade neutra. Dessa forma, foi necessário analisar os dados para se poder calcular a massa adequada para o dispositivo quando submerso. 6.4 Cálculo da massa Foi determinado no capítulo 4 o ângulo mínimo para qual existe o deslocamento do magneto para produzir energia, aproximadamente 10°. Considerando os valores de F D obtidos para cada um dos ângulos e utilizando o ângulo dos 15° como ângulo mínimo que o protótipo deve atingir, calculou-se os valores de peso que permite o protótipo movimentar-se. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 145 Na tabela 6.2, estão os valores dos gráficos anteriores que permitem relacionar os valores de F L e F D com o peso admissível para que haja movimento do protótipo. Tabela 6. 2. Valores das forças obtidas na simulação numérica. Velocidade (ms -1) Ângulo Força (N) 0,1 0,2 0,25 0,3 0,5 F L -30 ° FD 0,16 0,62 0,97 1,4 3,83 <0 FL -0,09 -0,37 -0,54 -0,83 -2,04 -20 ° FD 0,13 0,5 0,78 1,13 3,13 <0 FL -0,09 -0,35 -0,54 -0,79 -2,22 -15 ° FD 0,12 0,46 0,72 1,07 2,92 <0 FL -0,1 -0,36 -0,57 -0,85 -2,01 0 ° FD 0,08 0,31 0,5 0,72 1,96 <0 FL -0,08 -0,29 -0,48 -0,69 -1,91 15 ° FD 0,06 0,22 0,34 0,49 1,33 <0 FL -0,03 -0,11 -0,19 -0,28 -0,83 20 ° FD 0,05 0,21 0,25 0,47 1,25 <0 FL 0 0 0 -0,01 -0,11 30 ° FD 0,05 0,21 0,32 0,46 1,22 >0 FL 0,04 0,19 0,29 0,42 1,18 Verificou-se que todos os ângulos exceto o de 30°, o valor de FL é negativo. Para efeitos do cálculo da massa, significa que esta força está a impulsionar o protótipo para o solo do oceano. Considerando que se pretende evitar que o protótipo flutue, é possível adicionar ou subtrair essa força no cálculo da massa, dependendo do valor necessário. No caso do ângulo de 30°, o FL é positivo, significa que a força de sustentação impulsiona o protótipo para superfície do mar. A esta força será necessário adicionar um peso de forma que se obtenha o valor da massa pretendida. Para o cálculo desse valor, algumas simplificações são necessárias. O protótipo estará suspenso por meio de um cabo e serão considerados os valores F D das simulações. O volume do protótipo considerado nas simulações corresponde a 0,001485 m 3 , e considerando a massa volúmica média da água do mar de 1025 Kgm -3 , a força de impulsão obtida pelo deslocamento do volume de água salgada corresponde a 14,93 N. Esta força é determinada com base na equação Fin = 𝞀 h2oSgVp , em que 𝞀 h2os é a massa volúmica da água salgada, g corresponde ao valor da aceleração da gravidade (9,81ms -2 ) e V p representa o volume do protótipo, que é equivalente ao volume de água deslocada. Caso o peso total do protótipo seja superior a 14,93 N, o corpo não terá capacidade de Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 146 flutuar. É crucial destacar que, uma vez que a meta é utilizar uma força reduzida F D para possibilitar o movimento do protótipo, é essencial que o peso total submerso não ultrapasse significativamente esse valor tendo em atenção os valores de FL . Se o protótipo possuir flutuabilidade neutra, ou seja, o peso do volume deslocado ser igual ao peso do protótipo, uma pequena força será capaz de promover seu deslocamento, mas o corpo não irá voltar à sua posição inicial, o que impedirá o movimento necessário para o deslocamento do magneto dentro do tubo de acrílico. A utilização de um material no corpo do protótipo, que permita que o seu peso seja inferior à força de impulsão, irá permitir que dispositivo flutue e uma tensão será aplicada no cabo de fixação, aumentando proporcionalmente à sua flutuabilidade. Se a flutuabilidade for baixa, o dispositivo poderá ser facilmente arrastado e, eventualmente, não será capaz de recuperar a sua posição de equilíbrio, como ocorre na flutuabilidade neutra. Por outro lado, se a flutuabilidade for alta, a tensão no cabo pode tornar-se excessivamente elevada e o movimento do protótipo pode ser insuficiente para o seu adequado funcionamento. É fundamental que o protótipo possua peso superior à força de impulsão, contudo sem que este peso seja excessivamente elevado, de forma a evitar a necessidade de uma força considerável para movimentar o dispositivo. Através da expressão 67, pode ser calculado o valor de FD utilizando o CD e as velocidades das simulações, possibilitando assim uma primeira aproximação do valor do peso do protótipo, tendo em atenção à análise dos ângulos. 𝐹 𝐷 = 12 𝜌 ℎ20𝑆 𝑉 2 𝐴 𝑐 𝐶 𝐷 (67) Onde, V é velocidade do fluído e Ac é a área frontal em contacto com o fluido. Como nas simulações foi previsto o cálculo de F D , foram considerados estes valores para o cálculo do peso necessário ao funcionamento eficiente do protótipo. De acordo com as simplificações mencionadas previamente, obteve-se os valores do peso do corpo, em função da inclinação, FD e velocidade das simulações. Tratando-se de um corpo inclinado suspenso por um cabo, para ângulos superiores a 0º graus o seu peso foi calculado por: 𝑡𝑎𝑛(𝜗)= ∑𝑝 𝑖 𝑛 𝑖 𝑆−𝑤𝑎𝑙𝑙𝑆ℎ𝑒𝑎𝑟𝑆𝑡𝑟𝑒𝑠𝑠 𝑛 𝑖=0 𝑃 (68) Onde P , é o valor do peso que se pretende, 𝝑 ângulo, pi pressão, ni a normal, S a área de contacto da célula individual e as tensões superficiais( wallShearStress ). O numerador é o FD obtido nas simulações em função das velocidades, ângulos e CD . Pretendeu-se calcular o peso em função de F D , considerando a situação mais desfavorável. Numa primeira aproximação, admite-se que o peso do protótipo na água salgada é de 1 N, o que Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 147 significa que todo o material que for usado no protótipo com diferentes massas volúmicas não deverá ultrapassar uma massa de 0,102 kg. Não é um peso excessivo e eventualmente recupera a sua posição de equilíbrio permitindo assim um melhor controlo dos vários materiais com massas volúmicas diferentes na construção do protótipo. Com a expressão 67, e como referência o ângulo que se pretende que o protótipo alcance, 15°, obtém-se um valor de uma força que iremos comparar com os valores de FD das simulações. O valor obtido para o peso de 1 N e um deslocamento de 15° é de 0,268 N. Analisando a tabela 6.2, não considerando ainda para esta análise o FL, confirmou-se que este valor do peso permite o movimento para a maior parte das situações. O protótipo, após análise da tabela 6.2, também evidencia algumas limitações no que diz respeito à sua funcionalidade em determinadas condições. De facto, constatou-se que a velocidade mínima de funcionamento do dispositivo é de 0,2 ms -1 , uma vez que valores de F D inferiores a 0,268 N dificultam o seu desempenho. Essas limitações foram evidentes para os ângulos de posicionamento do protótipo de 15°, 20° e 30°. Importa salientar que o valor de FL assumiu um papel preponderante nesta análise. Em particular, se o valor de FL for negativo, este valor será adicionado ao peso do dispositivo. Por outro lado, caso o valor de FL seja positivo, terá de ser considerada uma solução construtiva adequada para garantir que o protótipo não flutue. Neste contexto, considerou-se o maior valor de FL em módulo para a velocidade de 0,3 ms -1 para a posição -15° (tabela 6.2). Obteve-se assim um valor de 0,85 N que, somado ao peso de 1 N, resulta numa força de 0,48 N. Recorrendo à tabela anterior, constatou-se que o valor de FD para estes parâmetros é de 1,07 N. O protótipo na posição de 15° pode movimentar-se até uma posição aproximada de 30°, considerando o ângulo constante do protótipo ao longo do movimento ideal. No que se refere às considerações construtivas, é possível usar materiais de massa volúmica reduzida para o caso em que o valor de FL negativo seja demasiado elevado, de forma alcançar o peso pretendido para o protótipo. No que se refere aos valores de FL positivos, é necessária uma análise mais aprofundada. Caso o valor de F L seja superior ao peso do protótipo, isso indica que, nas configurações angulares e velocidades em questão, o protótipo irá flutuar. De acordo com a tabela 6.2, este fenómeno ocorreu no protótipo para as velocidades de 0,25, 0,3 e 0,5 ms -1 e para um ângulo de 30°. Existem duas possibilidades construtivas para evitar essa situação. A primeira opção é aumentar a massa do protótipo, mas implica uma alteração nos valores anteriores e condiciona os ângulos que podem ser atingidos pelo protótipo. Por exemplo, para um F L de 1,18 N num ângulo de Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 148 30°, seria necessário aumentar o peso em 1 N, resultando um peso final de 2,18 N. Além disso, para se deslocar até um ângulo de 15° a 0,5 ms -1 é necessário um F D de 0,81 N, o que limitaria as opções de funcionamento do protótipo. A segunda opção consiste em não aumentar a massa do protótipo para evitar a força de impulsão, mas sim considerar o peso já selecionado, 1,0 N. Neste caso, consultando a tabela 6.2, o exemplo mais extremo para FL é 1,18 N, resultando assim uma força de impulsão de 0,18 N, o que não terá um impacto significativo, mas será uma limitação nesta posição e velocidade. Do ponto de vista construtivo, é fundamental garantir que o dispositivo não flutue. Para isso, o protótipo foi equipado com um limitador (cabo elástico) que não apenas impede que o dispositivo rode, mas também restringe a sua flutuação quando estiver na posição de 30°. 6.5 Resumo Foram realizadas e analisadas duas simulações distintas, a primeira com velocidades constantes e a segunda com ângulos constantes. A primeira simulação permitiu analisar o comportamento do protótipo para a mesma velocidade, alterando apenas o ângulo, o que ocorre quando o protótipo se encontra na sua posição de equilíbrio e é impulsionado pelo fluxo, alterando, assim, a sua posição. Já a segunda simulação permitiu analisar o comportamento do protótipo para o mesmo ângulo, alterando a velocidade, o que pode ser observado devido à morfologia do solo oceânico. Através das simulações, foram obtidos os valores de FD e FL , que permitiram determinar o valor da massa mais adequado para a construção do protótipo, e assim identificar a necessidade de utilizar materiais com massa volúmica diferentes para regular a flutuabilidade do protótipo. Tais valores obtidos nas simulações foram considerados na construção do protótipo. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 149 Capítulo 7 Fabrico do protótipo Após a otimização do LEG, realização das simulações para verificar o comportamento do corpo externo do protótipo e determinação do peso que ele deverá ter quando imerso em água, procedeu-se à seleção do material e ao fabrico do protótipo para a produção de energia. Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 150 A análise do peso é um parâmetro importante no fabrico do protótipo porque terá um impacto significativo no comportamento deste, devido à sua relação direta com a força de arrasto envolvida. O processo de fabrico para alguns dos componentes, foi realizado por impressão 3D, utilizando como material o filamento de PLA. O fabrico foi dividido em várias etapas, as quais incluíram: -Fabrico do LEG; -Seleção do material com base na massa volúmica; -Fabrico dos moldes por impressão 3D; -Revestimento do LEG de modo a garantir impermeabilidade e estanqueidade a profundidades até 10 metros (foi considerado 15 metros por questão segurança); -Fabrico do corpo externo do protótipo; -Fabrico do datalogger para aquisição de dados relacionados com tensão e aceleração; -Fabrico da estrutura para montagem do protótipo, contendo um limitador de ângulo; -Montagem final. 7.1 Fabrico do LEG O fabrico já foi efetuado de forma a proceder-se aos testes laboratoriais (ver capítulo 4 e capítulo 5). No entanto, como o LEG será revestido num material que garanta a sua proteção à água e resistência até pelo menos a 1,5 bar de pressão, foi necessário adicionar um sistema de circulação do ar de forma a garantir que este não tenha impacto na velocidade do magneto. Este sistema foi colocado na proximidade dos topos do tubo do LEG (ver figura 7.1). Figura 7.1. Desenho construção do LEG e os seus componentes. Ao LEG, foram adicionados dois topos de silicone, com o objetivo de amortecer o impacto do magneto e fechar o tubo de acrílico. De salientar, que os moldes dos topos foram fabricados em Energy Harvesting para alimentação de sensores de monitorização submersos no oceano 151 PLA numa impressora 3D (ver figura 7.2). Figura 7.2. a) Desenho de fabrico, b) Ficheiro STL para fabrico, c) Fabrico topos em silicone. O silicone empregue no fabrico dos tampos foi o HB Flex 901 de dois componentes e o seu tempo para a desmoldagem foi de 24 horas à temperatura ambiente. A altura final dos topos é de 5 mm. Outro componente que foi adicionado ao LEG, antes de se efetuar o seu revestimento são as pontes retificadoras, sendo estas fabricadas com os díodos Schottky (BAT54CL) (ver figura 7.3). Figura 7.3. Diagrama de ligação das pontes retificadores, uma para cada bobina. D1, D2, D3, D4, D5 e D6, são os díodos, B1AC1 e B1AC2 entrada da tensão da bobina 1, B2AC1 e B2AC2 entrada da tensão da bobina 2, B1e B1+, saída retificada da Bobina 1, B2eB2+, saída retificada da bobina2. a) Desenho em ferramenta CAD eletrónico, b) Esquema do circuito. Após o fabrico das pontes retificadoras, estas foram integradas no LEG (ver figura 7.4).