Abstract— This paper has as its prime objective to analyze the performance of a static excitation system in function of the type of load applied to the synchronous generator. This is seen through how the magnitude, the power factor and the load variation rate influence the working of the excitation system in the restoration of the generator’s terminal voltage. Also shown is the influence of the non-linear load in this type of excitation system.
Keywords— Mosfet, Power Factor, Static Excitation System, Synchronous Generator, Voltage dip.
I.INTRODUÇÃO
GERADOR síncrono é usado universalmente para fornecer potência trifásica e monofásica, seja para o suprimento energético de cargas isoladas, ou operando de forma interligada a um sistema elétrico de potência. O funcionamento estável desta máquina está ligado diretamente a um controle adequado de tensão. Para controlar a tensão terminal e a potência reativa fornecida pelo gerador síncrono são utilizados sistemas de controle da excitação. Os sistemas de excitação podem ser classificados como excitação CC, excitação estática e excitação CA.
Os primeiros sistemas de controle da excitação eram coordenados por operadores para que o sistema de geração atingisse a tensão terminal desejada e suprisse a potência reativa exigida pela carga conectada à rede. Quando os primeiros controladores automáticos foram aplicados ao sistema de excitação, estes eram lentos e praticamente só serviam para auxiliar o operador (controlador manual). No começo de 1920 os controladores de excitação ganharam visibilidade com aplicação para pequenos sinais e estabilidade transitória, atraindo mais pesquisas por excitatrizes e reguladores de tensão mais rápidos. Os sistemas de controle da excitação mais modernos são capazes de obter respostas
F. B. Silva, Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Uberlândia, Minas Gerais, fbentosilva@hotmail.com
W. E. Vanço, Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Uberlândia, Minas Gerais, wagner_vanco@hotmail.com
F. A. S. Gonçalves, Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Uberlândia, Minas Gerais, felipeadrianosg@gmail.com
C. A. Bissochi Jr., Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Uberlândia, Minas Gerais, bissochi.jr@gmail.com
J. P. A. Duarte, Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Uberlândia, Minas Gerais, jpamaralduarte12@hotmail.com
G. C. Guimarães, Universidade Federal de Uberlândia (UFU), Uberlândia, Minas Gerais, gcaixetag@gmail.com
praticamente instantâneas, respeitando os limites de operação dos geradores [1].
O sistema de excitação, ou excitatriz, de uma máquina síncrona é responsável por fornecer corrente contínua para o enrolamento de campo, e associado a um sistema de controle, é possível controlar a tensão terminal e a potência reativa fornecida pelo gerador síncrono. Ainda, o controlador pode garantir que algumas condições de funcionamento não sejam atingidas, protegendo o sistema de geração e outros equipamentos ligados a ele [1].
Os sistemas de controle da excitação dos geradores síncronos, conectados à rede, têm um papel importante no aumento da estabilidade do sistema elétrico de potência e da qualidade de energia e para os geradores síncronos isolados no controle adequado da tensão terminal da máquina. Através dos reguladores automáticos de tensão, do inglês AVR (Automatic Voltage Regulator), a tensão terminal no gerador síncrono é controlada. O AVR, a partir de uma tensão de referência e da medição da tensão terminal, fornece um sinal de controle para a excitatriz, controlando a corrente ou a tensão de excitação nos enrolamentos de campo do gerador [2].
Assim, este trabalho apresenta e analisa os resultados de um conjunto de testes experimentais, verificando a influência dos vários tipos de cargas na performance de um sistema de controle da excitação estático, cujo funcionamento será apresentado posteriormente. É levado em conta a análise de alguns termos, dentre eles, o afundamento de tensão e o tempo gasto para a restauração da tensão nominal do gerador síncrono, quando este é submetido a cargas motoras, indutiva, resistiva e não linear.
II. REGULADORDETENSÃO(CONTROLEDA
EXCITAÇÃO)
Quando um gerador síncrono é submetido a uma mudança repentina de carga haverá uma variação da sua tensão de saída. Uma das funções do sistema regulador de excitação é detectar esta mudança na tensão de saída e variar a excitação de campo o quanto for necessário para restaurar a tensão terminal [3]. O desvio máximo transitório na tensão de saída que ocorre é em função de:
• A magnitude, fator de potência e taxa de variação da carga aplicada;
O
Influence of Load in Performance of the Static
Excitation Control of Synchronous Generator
F. B. Silva, W. E. Vanço, F. A. S. Gonçalves, C. A. Bissochi Jr.,
J. P. A. Duarte and G. C. Guimarães
• O tempo de resposta de tensão e da capacidade do sistema regulador da excitação.
• A velocidade da máquina primária em função do tempo após a mudança repentina de carga.
A Fig. 1 apresenta a variação da tensão no tempo em decorrência de uma mudança repentina de carga, onde há a atuação de um regulador de tensão. Esta figura também apresenta alguns termos importantes na análise de um afundamento de tensão e performance do regulador [3].
Figura 1. Variação da tensão no tempo em decorrência de uma mudança repentina de carga [3].
Da Fig. 1, tem-se as definições dos seguintes termos: A. Transient Voltage Regulation
Regulação de tensão transitória é o desvio máximo de tensão que ocorre em resultado de uma mudança repentina de carga, podendo ser um aumento de tensão ou uma queda de tensão e é normalmente expresso em porcentagem da tensão nominal.
B. Voltage Dip
Afundamento de tensão é a regulação de tensão transitória que ocorre em resultado de um aumento repentino na carga. É normalmente expresso como uma porcentagem da tensão nominal.
C. Transient Voltage Overshoot
Ultrapassagem da tensão transitória é a superação máxima de tensão acima da tensão nominal que ocorre como resultado de uma resposta do sistema de excitação para um aumento
repentino na carga. Sendo expressa como uma porcentagem da tensão nominal.
D. Steady-State Voltage Regulation
Regulação de tensão em regime permanente é o desvio de tensão que ocorre em resultado da mudança de carga depois que todos transitórios devido a esta mudança já tenham cessados. Este termo é normalmente expresso como uma porcentagem da tensão nominal.
E. Recovery Voltage
Tensão de recuperação é a tensão máxima obtida para uma condição de carga especificada. A tensão de recuperação é normalmente expressa como uma porcentagem da tensão nominal. Para cargas que excedem o valor nominal, a tensão de recuperação é limitada pela saturação e o limite de excitação de campo.
F. Recovery Time
O tempo de recuperação é intervalo de tempo necessário para a tensão de saída voltar a uma condição específica após uma mudança súbita de carga.
III.SISTEMADEEXCITAÇÃOESTÁTICO
Todos os componentes nestes sistemas são estáticos ou estacionários. Estes utilizam transformadores associados com conversores CA/CC (que podem ser controlados (pontes de tiristores) ou não (ponte de diodos)) para fornecer a corrente contínua requerida pelo campo do gerador através de anéis deslizantes. O suprimento de potência para os retificadores estáticos provém do gerador principal (ou um barramento auxiliar da estação) através de um transformador (que abaixa a tensão para um nível apropriado), ou provém, em alguns casos, de enrolamentos auxiliares no gerador [4]. A Fig. 2 apresenta um sistema de excitação estático simplificado, apenas para título de exemplo.
Figura 2. Diagrama de ligação de um sistema de excitação estático simplificado [5].
Como o sistema de excitação estático não possui partes girantes, sua resposta é mais rápida do que a dos outros dois tipos (excitação CC e excitação CA), contribuindo para a melhoria da estabilidade transitória do gerador síncrono [4].
A. Princípio de funcionamento do sistema de excitação estático chaveado a mosfet
Desde a década de 1960, os retificadores a tiristor utilizados em sistemas de excitação estáticos têm sido amplamente utilizados, produzindo uma resposta quase instantânea e altos ceiling voltage [6], [7]. As altas velocidades e os grandes ganhos deste sistema de excitação, melhoram consideravelmente a estabilidade transitória. E este sistema tem uma constante de tempo muito pequena. Além disso, é barato e de fácil manutenção [7], [8].
O sistema de excitação utilizado foi baseado no sistema de excitação estático com algumas particularidades, utiliza-se um chaveamento feito por mosfet para gerar um tensão média no campo, ao invés do uso tradicional de tiristores, o diagrama simplificado de ligação é apresentado na Fig. 3.
Figura 3. Diagrama simplificado de ligação do sistema utilizado para o controle da excitação [5].
Na Fig. 3 a tensão terminal é medida por um conjunto de transformadores de potencial, com objetivo de abaixar seu valor, que é então retificado e chamado de VP (Variável do Processo). Ela é comparada em um circuito subtrator com um nível de tensão de referência SP (Setpoint, ajustável de acordo com a necessidade da ligação terminal do gerador síncrono), que é a tensão nominal do gerador síncrono convertida em um nível contínuo de tensão. Deste bloco sai um sinal de erro que é levado a um controlador PI, a saída do bloco do controlador PI é levado ao circuito somador inversor. Saindo deste circuito com um nível contínuo positivo de tensão, este sinal é comparado com uma onda triangular de 1,16 kHz em um circuito comparador, gerando assim um sinal PWM. A Fig. 4 apresenta a imagem da onda triangular para gerar o sinal PWM.
Figura 4. Onda triangular utilizada para gerar o sinal PWM [5].
Este sinal PWM é levado a um drive (circuito de disparo), que fornece sinal ao gate do Mosfet IRFP264N, chaveando uma tensão média no campo do gerador, gerando a tensão terminal que realimenta a malha de controle até a tensão estabilizar em torno de 220 V de linha, devido a atuação do controlador PI. A Fig. 5 apresenta uma imagem do sinal PWM gerado. Assim, o campo do gerador síncrono é ligado a uma fonte de tensão contínua (presente no drive) e ao dreno do Mosfet. A fonte tem uma amplitude de 180 V, o controle gera automaticamente um sinal PWM com “duty cycle” de 30 a 85 %, que são os valores mínimos e máximos do amplificador, que fornecem uma tensão média de 54 a 153 V dc no campo, estes valores representam os níveis mínimo e máximo de tensão de campo para gerarem uma tensão terminal de linha em torno de 220 V, com a máquina a vazio (54 V no campo) e com o gerador fornecendo seu reativo máximo (153 V no campo).
Figura 5. Sinal PWM gerado para acionar o Mosfet IRFP264N [5].
IV.RESULTADOS
Foi utilizado um osciloscópio digital TPS2024B da Tektronix, para aquisição dos sinais de tensão e corrente do gerador síncrono, e estes sinais foram utilizados para as plotagens gráficas através do software MatLab®.
A. Dados do gerador síncrono
O sistema de geração é constituído de um gerador síncrono trifásico, conectado na ligação estrela paralelo (YY) que possibilita obter uma tensão de 230 V de linha (mas mantida em torno de 220 V pela atuação do sistema de excitação), e como máquina primária (fonte supridora de potência mecânica) um motor de corrente contínua de 4 hp de potência. A Tabela I apresenta os dados de placa do gerador síncrono. TABELA I. DADOS DE PLACA DO GERADOR SÍNCRONO TRIFÁSICO.
PARÂMETROS Valores
Potência 2 [kVA]
Tensões de ligação 230/133 [V] – YY/∆∆ 460/266 [V] – Y/∆ Corrente nominal 2,4/4,4 [A] 5/8,8 [A]
Polos/Rotação 4/1800 [rpm]
Fator de potência 0,80
Frequência 60 [Hz]
B. Dados das cargas motoras
As cargas motoras utilizadas nos teste são constituídas de três motores de indução conectados na ligação ∆, com os dados de placa apresentados respectivamente na Tabela II. TABELA II. DADOS DE PLACA DOS MOTORES DE INDUÇÃO TRIFÁSICOS.
PARÂMETROS VALORES
Potência 1 [cv] 2 [cv] 3 [cv]
Tensões de ligação 220 [V] – ∆ 220 [V] – ∆ 220 [V] – ∆ Corrente nominal 3,6 [A] 6,9 [A] 8,57 [A]
Ip/In 6,1 6,8 6,8 Polos/Rotação 4/1730 [rpm] 4/1720 [rpm] 4/1710 [rpm] Fator de potência 0,76 0,78 0,85 Frequência 60 [Hz] 60 [Hz] 60 [Hz] Rendimento Categoria 70,6 [%] N 77,6 [%] N 79,3 [%] N
C. Dados da carga indutiva, resistiva e não linear
A carga indutiva, resistiva e não linear são respectivamente um reator trifásico de 1,5 kVAr, uma carga resistiva de 2,00 kW e um retificador trifásico alimentando uma carga de 1,6 kW. A Tabela III apresenta todos os dados destes três tipos de carga.
TABELA III. DADOS DAS CARGAS INDUTIVA, RESISTIVA E NÃO LINEAR. PARÂMETROS VALORES Carga indutiva Carga linear Carga não linear Potência 1,50 [kVAr] 2,00 [kW] 1,60 [kW] Tensões de ligação 220 [V] – ∆ 220 [V] – Y 311 Vcc [V]
Corrente nominal 3,99 [A] 5,25 [A] 5,14 [A]
Fator de potência 0,2215 1,00 -
D. Partida das cargas motoras e chaveamento da carga indutiva, resistiva e não linear
As forma de onda da tensão e da corrente durante a partida direta individual dos motores de indução de 1, 2 e 3 cv, estão apresentadas respectivamente nas Fig. 6 (a) e (b), Fig. 7 (a) e (b) e Fig. 8 (a) e (b), enquanto que as Fig. 9 (a) e (b), Fig. 10 (a) e (b) e Fig. 11 (a) e (b) apresentam as formas de onde de tensão e corrente durante o chaveamento individual do reator trifásico, da carga resistiva e da carga não linear.
(a)
(b)
Figura 6. Partida direta do motor de indução de 1cv; (a) Forma de onda da tensão; (b) Forma de onda da corrente.
(a)
(b)
Figura 7. Partida direta do motor de indução de 2 cv; (a) Forma de onda da tensão; (b) Forma de onda da corrente.
(b)
Figura 8. Partida direta do motor de indução de 3 cv; (a) Forma de onda da tensão; (b) Forma de onda da corrente.
(a)
(b)
Figura 9. Chaveamento do reator trifásico de 1,5 kVAr; (a) Forma de onda da tensão; (b) Forma de onda da corrente.
(a)
(b)
Figura 10. Chaveamento da carga linear de 2,0 kW; (a) Forma de onda da tensão; (b) Forma de onda da corrente.
(a)
(b)
Figura 11. Chaveamento da carga não linear de 1,6 kW; (a) Forma de onda da tensão; (b) Forma de onda da corrente.
Ampliando a Fig. 11 (a) e (b) para um intervalo de 3 ciclos é possível verificar a distorção harmônica das formas de onda de tensão e corrente desta carga não linear, conforme está apresentado na Fig. 12 (a) e (b).
(b)
Figura 12. (a) Forma de onda de tensão; (b) Forma de onda de corrente. Destaca-se, que esta forma de onda de tensão com distorção harmônica é medida pelos transformadores de potencial do circuito do sistema de excitação, o que pode influenciar no erro que é recebido pelo controlador PI do sistema utilizado da Fig. 3. A Fig. 13 (a) e (b) apresenta os espectros harmônicos de tensão e de corrente das formas de onda da Fig. 12, com seus respectivos DHTV e DHTI [9-12].
(a)
(b)
Figura 13. (a) Espectro de frequência de tensão e DHTV; (b) Espectro de
frequência de corrente e DHTI. E. Análise dos resultados
Analisando as Fig. 6, 7, 8, 9, 10 e 11, que apresentam as coordenadas dos pontos, que contém as variáveis tempo e os valores de pico para a tensão e a corrente, levanta-se a Tabela IV. Através dos dados apresentados na Tabela IV é possível
calcular os termos utilizados na análise do desempenho do sistema de controle da excitação, e assim levantar a Tabela V. TABELA IV. COORDENADAS DOS PONTOS, VALORES DE TEMPO E VALORES DE PICO PARA A TENSÃO E A CORRENTE.
FIG. COORDENADAS DOS PONTOS
1 2 3 4 5 6 7 6 0,627 s 0,66 s 0,83 s 0,88 s 1,12 s 0,648 s 1,1 s 312 V 192 V 312 V 336 V 311 V 20,6 A 4,2 A 7 1,0 s 1,13 s 1,46 s 1,54 s 1,68 s 1,04 s 1,67 s 313,6 V 104 V 311 V 329 V 312 V 26,4 A 7,2 A 8 0,322 s 0,49 s 1,05 s 1,2 s 1,35 s 0,34 s 1,36 s 312 V 80 V 311 V 330 V 312 V 30,4 A 6,4 A 9 0,457 s 0,47 s 0,52 s 0,55 s 0,97 s 0,477 s 0,96 s 312,7 V 280 V 311 V 325 V 312 V 7,4 A 5,6 A 10 0,358 s 0,37 s 0,40 s 0,43 s 0,92 s 0,380 s 0,93 s 315 V 270 V 315 V 315 V 315 V 7,2 A 7,2 A 11 1,25 s 1,26 s 1,27 s 1,28 s 1,96 s 1,28 s 1,96 s 328 V 256 V 312 V 344 V 328 V 5,8 A 5,6 A
TABELA V. RESULTADO DOS TERMOS UTILIZADOS NA ANÁLISE DO DESEMPENHO DO SISTEMA DE CONTROLE DA EXCITAÇÃO.
FIG. TERMOS VOLTAGE DIP (%) TRANSIENT VOLTAGE OVERSHOOT (%) STEADY-STATE VOLTAGE REGULATION (%) RECOVERY VOLTAGE (%) RECOVERY TIME (S) 6-(a) 38,46 7,69 0,32 99,68 0,203 7-(a) 66,83 4,68 0,51 99,50 0,46 8-(a) 74,36 5,77 0 100 0,728 9-(a) 10,45 3,93 0,22 99,77 0,063 10-(a) 14,28 0 0 100 0,042 11-(a) 21,95 4,87 0 100 0,02
Analisando a Tabela V, observa-se que durante a partida dos motores de indução ocorrem os maiores valores percentuais de afundamentos de tensão. Durante a partida dos motores de indução trifásico, as correntes apresentam elevados valores, possuindo em sua maior parcela correntes altamente indutivas, baixo fator de potência, ou seja drenam um elevado valor de potência reativa do gerador síncrono. Algo, que não se consegue compensar apenas com a atuação do regulador de tensão, pois a corrente de excitação do gerador já está no limite máximo, não conseguindo fornecer mais potência reativa, levando ao afundamento de tensão, em casos extremos o gerador síncrono nem consegue suprir a potência de partida destes motores inviabilizando a partida dos mesmos, o que pode levar ou a superdimensionamento do gerador síncrono, ou quando há a possibilidade, o uso de equipamentos que auxiliem na partida, tais como a chave estrela triângulo, a chave compensadora e o soft-starter. A ABNT NBR 17094-2:2008 [13] indica os valores máximos da
potência aparente demandada na partida em função da potência nominal do motor, conforme é apresentado na Tabela VI.
TABELA VI. VALORES MÁXIMOS DE POTÊNCIA APARENTE COM ROTOR BLOQUEADO (Sp), PARA MOTORES CATEGORIA N E H, EXPRESSOS PELA RAZÃO PARA A POTÊNCIA DE SAÍDA NOMINAL (Pn) [13]. FAIXA DE POTÊNCIA kW Sp/Pn kVA/kW Pn ≤ 0,4 22 0,4 < Pn ≤ 0,63 19 0,63 < Pn ≤ 1,0 17 1,0 < Pn ≤ 1,8 15 1,8 < Pn ≤ 4,0 14 4,0 < Pn ≤ 6,3 13 6,3 < Pn ≤ 25 12 25 < Pn ≤ 63 11 63 < Pn ≤ 630 10 630 < Pn ≤ 1600 9
Conforme a Tabela VI, para os motores utilizados nos testes experimentais, aqueles de 1, 2 e 3 cv, estes podem demandar uma potência aparente da ordem de até 12,5, 22 e 30 kVA na partida direta, como foi utilizado um gerador síncrono de apenas 2 kVA para partir diretamente estes motores, os valores dos afundamento de tensão (Voltage Dip) foram elevados com um tempo de duração (Recovery Time) maior, devido principalmente à limitação de potência do gerador utilizado, não sendo por influência do controle de excitação, até porque para as cargas estáticas os valores foram melhores. Mesmo para estas condições adversas de funcionamento do gerador síncrono, o controle de excitação utilizado conseguiu imprimir uma excitação que garantiu praticamente a restauração da tensão nominal (Recovery Voltage) após o transitório de partida dos três motores, com baixo Transient Voltage Overshoot.
Para o chaveamento da carga indutiva, resistiva e não linear, todos os resultados dos termos apresentados na Tabela V foram satisfatórios, apresentando baixos Transient Voltage Overshoot e Recovery Time, conseguindo a restauração da tensão nominal (Recovery Voltage). Apenas, deve-se ressaltar a influência da carga não linear no sistema de excitação, o que levou o valor de pico da tensão terminal do gerador síncrono para 328 V, como é mostrado na Fig. 12 (a), tal valor indesejado pode ser resolvido com a colocação de um filtro passa baixa na saída dos transformadores de potencial da Fig. 3, para filtrar as ordens harmônicas acima da fundamental, entretanto a colocação de mais um bloco no diagrama do controle de excitação pode atrapalhar o tempo de resposta do mesmo, sendo assim uma questão de compromisso com que se deseja buscar na atuação deste controle de excitação. Por outro lado a norma IEC 60034-1 [14], estabelece para geradores síncronos que a DHTI deve ser no máximo 5% em
regime permanente, verifica-se que o valor apresentado na Fig. 13 (b) tem uma DHTI = 22% o que é aproximadamente
4,5 vezes o valor estabelecido pela norma, valor inaceitável para o funcionamento do gerador síncrono. Assim, levando em conta um gerador síncrono em funcionamento com o valor máximo de DHTI estabelecido pela norma IEC 60034-1, a sua
DHTV possivelmente será bem menor do que 5%, algo que
não comprometerá o funcionamento deste sistema de excitação, pois não mudará o valor de pico da tensão medida nos transformadores de potencial, não modificando a lógica de controle.
V.CONCLUSÕES
O presente trabalho analisou a influência das cargas na performance de um controle de excitação estático que utiliza um chaveamento de tensão no enrolamento de campo através do uso de mosfet, ao contrário do tradicional que é feito por tiristores.
Diante dos resultados, constata-se que a magnitude, o fator de potência, a taxa de variação da carga e o tipo de carga influenciam na performance do sistema de excitação utilizado. Mesmo assim, este sistema de excitação conseguiu detectar a mudança na tensão de saída e variou a excitação de campo o necessário, conseguindo restaurar a tensão terminal em todos os casos analisados, mesmo nas piores condições como na partida direta dos motores de indução. Assim, verifica-se que o sistema de excitação estático utilizado obteve um bom desempenho perante os vários tipos de cargas que um gerador síncrono possa ser submetido.
REFERÊNCIAS
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[13] ABNT, Associação Brasileira de Normas Técnicas. ABNT NBR 17094-2:2008 Máquinas Elétricas Girantes - Motores de Indução, Parte 1: Trifásicos. Avenida Treze de Maio, 13 - 28º andar 20031-901 - Rio de Janeiro – RJ: ABNT - Associação Brasileira de Normas Técnicas, 2008.
[14] IEC 60034-1. International Electrotechnical Commission. Rotating electrical machines – Part 1: Rating and performance. International Electrotechnical Commission, 3, rue de Varembé, PO Box 131, CH-1211 Geneva 20, Switzerland, 2004.
Fernando Bento Silva Possui graduação em Engenharia
Elétrica pela Universidade Federal de Uberlândia (2010), na ênfase de Sistemas de Energia Elétrica. Concluiu o mestrado em Engenharia Elétrica (2015), pela mesma instituição, na área de Máquinas Elétricas. Atualmente é aluno de doutorado em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Uberlândia na área de Dinâmica de Sistemas Elétricos, tendo interesse em sistemas de excitação estáticos para geradores, geradores síncronos, geradores de indução, turbinas hidráulicas e grupos geradores.
Wagner Eduardo Vanço é graduado em Engenharia
Elétrica, com ênfase em Sistemas Elétricos de Potência pela Universidade Federal de Uberlândia (2014). Concluiu o mestrado em Engenharia Elétrica (2016) pela mesma instituição. Atua principalmente com os seguintes temas: máquinas elétricas, aterramentos elétricos, modelagens específicas de máquinas e sistemas elétricos, geração síncrona e saturação magnética.
Felipe Adriano da Silva Gonçalves concluiu a graduação em
Engenharia Elétrica com ênfase em controle e automação pela Universidade Federal de Uberlândia (2013). Mestrando em máquinas elétricas pela mesma instituição. Seus principais interesses são: sistemas eletrônicos digitais e analógicos embarcados, controle e modelagem de máquinas elétricas, simulação computacional, algoritmos genéticos e redes neurais aplicados a engenharia, instrumentação e desenvolvimento de software/firmware.
Carlos Augusto Bissochi Junior concluiu o doutorado em
Eletrônica de Potência pela Universidade Federal de Uberlândia em 2003. Em 1997, finalizou o mestrado em Acionamento e Controle de Máquinas Elétricas, também pela Universidade Federal de Uberlândia. Graduou-se em Engenharia Elétrica pela Universidade Estadual Paulista Júlio de Mesquita Filho UNESP, no ano de 1994. Atua na área de Engenharia Elétrica, com ênfase em Automação e Controle. Atualmente é professor Associado I e coordenador do Núcleo de Controle e Automação na Faculdade de Engenharia Elétrica da Universidade Federal de Uberlândia, onde desenvolve atividades de ensino e pesquisa em Automação, Robótica, Acionamento e Controle de Máquinas Elétricas e Eletrônica de Potência.
João Paulo Amaral Duarte é estudante de graduação da
Universidade Federal de Uberlândia. Tem experiência na área de Engenharia Elétrica, com ênfase em Controle e Automação. Desenvolve iniciação científica na área de Impressões 3D, de modo a inovar com técnicas e equipamentos nessa área.
Geraldo Caixeta Guimarães concluiu o curso de graduação
em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Uberlândia (1977), mestrado em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Santa Catarina (1984) e doutorado (PhD) em Electrical Engineering pela University of Aberdeen (1990). Foi admitido na Universidade Federal de Uberlândia em janeiro de 1978, tornando-se professor titular em 1992. Com relação a suas experiências de ensino, pesquisa e desenvolvimento, este tem atuado nas áreas de Geração, Transmissão, Distribuição e Utilização da Energia Elétrica, principalmente com os seguintes temas: energia eólica, geração distribuída, dinâmica e controle de sistemas elétricos, fluxo de carga, estabilidades transitória e de tensão. Mais recentemente tem realizado ensino e pesquisa em Eletromagnetismo Aplicado.
