Sef Lucrări Dr. Ing. Bogdan VÎRLAN Absolvent Andrei Ojog Anul 2020 Specializare: Sisteme electrice Forma de învățământ: Zi MOTORUL ASINCRON CU DUBLĂ… [308266]

LUCRARE DE LICENȚĂ

Coordonator științific

Sef Lucrări Dr. Ing. Bogdan VÎRLAN

Absolvent: [anonimizat]

2020

Specializare: Sisteme electrice

Forma de învățământ: [anonimizat]: [anonimizat]

2020

MEMORIU JUSTIFICATIV

Motorul cu inducție este pionul industriei datorită rezistenței sale, a costurilor reduse și a performanțelor bune. Evoluția electronicii de putere și ale controlului digital au condus la utilizarea pe scară largă a motorului de inducție unde este necesara viteza variabila.

În timp ce în aplicații cu viteză constantă, o [anonimizat], [anonimizat]. [anonimizat], [anonimizat] a proiectării, [anonimizat] 20 de ani.

[anonimizat]. Mașina de inducție este o parte din viața noastră de zi cu zi în sensul cel mai larg: este prezentă în toate gospodăriile([anonimizat],pompe, [anonimizat] a betonerei,etc),acestea sunt folosite deoarece sunt alimentate direct de la reteaua monofazata/trifazata prezenta la fiecare gospodarie fara necesitatea unui alt echipament de conversie a [anonimizat].

[anonimizat], motorul de inducție a suferit modificări datorita dezvoltarii tehnicilor și progreselor în domeniul materialelor magnetice sau dielectrice. [anonimizat]-masă care a [anonimizat]. [anonimizat]-o construcție mai optimizată a [anonimizat](sistemele de comanda a masinii de inductie) care să permită gestionarea optimizată a procesării energiei.

[anonimizat] ,[anonimizat],detronand motorul de curent continuu care este utilizat pe scara larga acolo unde se impune o viteza variabila.[anonimizat]aza cu cupluri ridicate ,daca acestei proprietati ii mai aplicam si proprieteatea variatiei vitezei ,acesta in cele din urma reuseste sa scoata din utilizare motorul de curent continuu care are proprietatea de lucru cu viteze variabile datorita simplitatii modului de variatie a turatiei.

Motoarele asincrone se folosesc în acționările în care se impune ca turația să ramana constanta indiferent de sarcina aplicata motorului: mașini-unelte obișnuite, ventilatoare, unele mașini de ridicat, ascensoare, etc.

CAPITOLUL 1

MAȘINI DE INDUCȚIE:INTRODUCERE

1.1.ENERGIE ELECTRICĂ ȘI MOTOARE DE INDUCȚIE

Nivelul de prosperitate al unei comunități este legat de capacitatea să de a produce bunuri și servicii. Dar producerea de bunuri și servicii este puternic legată de utilizarea energiei într-un mod inteligent [10-29].

Controlul mișcării și al temperaturii (căldură) sunt esențiale în consumul de energie. Energia este folosită în câteva forme, cum ar fi termice, mecanice și electrice. Energia electrică, măsurată în kWh, reprezintă mai mult de 30% din toată energia utilizată și este în creștere. O parte a energiei electrice este utilizată direct pentru producerea căldurii sau a luminii (în electroliză, cuptoare cu arc metalurgic, încălzire pentru spații industriale, iluminat etc.) [10-29].

Cea mai mare parte a energiei electrice este transformată în energie mecanică cu ajutorul motoarelor electrice. Printre motoarele electrice, motoarele de inducție sunt cele mai utilizate atât pentru electrocasnice, cât și în diverse industrii [10-20] .

Acest lucru se întâmplă pentru că, în mod tradițional, au fost alimentate direct de la rețeaua electrică trifazică de curent alternativ prin contactoare electromagnetice cu protecție adecvată. Este convenabil [10-29].

Motoarele de inducție de putere mică, în majoritatea aparatelor electrocasnice, sunt alimentate de rețelele locale de alimentare cu o singură fază. Motoarele de inducție sunt rezistente și au costuri moderate, ceea ce explică popularitatea acestora.

În țările dezvoltate, astăzi, există mai mult de 3kW de motoare electrice de persoană și cea mai mare parte este de la motoare de inducție [10-29].

În timp ce majoritatea motoarelor de inducție sunt alimentate de la rețelele trifazate sau monofazate, unele sunt alimentate cu ajutorul convertizoarelor de frecvență (sau convertoare electronice de putere) pentru a oferi viteză variabilă.

În țările dezvoltate, deja 10% din întreaga putere a motorului de inducție este convertită în aplicații de acționare cu viteză variabilă. Rata de creștere anuală a acționărilor cu viteză variabilă a fost de 9% în ultimul deceniu, în timp ce piețele motoarelor electrice au arătat o creștere medie anuală de 4% în același timp [10-29].

Vitezele variabile cu viteze cu motoare de inducție sunt utilizate în transport, pompe, compresoare, ventilatoare, mașini-unelte, robotică, vehicule hibride sau electrice, mașini de spălat, etc.

Prognoza este că, în următorul deceniu, până la 50% din totalul motoarelor electrice vor fi alimentate prin electronica de putere ,motoare de inducție care acoperă 60 până la 70% din aceste noi piețe [10-29].

Puterea motoarelor de inducție variază de la câteva zeci de wați la 33120kW (45000HP). Distribuția procentajurilor sistemelor de comanda cu viteză variabilă este prezentată în tabelul 1.1 [10].

Tabelul 1.1. Procentajul sistemelor de comanda ale motoarelor de inductie

Utilizarea inteligentă a energiei înseamnă o productivitate mai mare cu energie activă mai mică și pierderi mai mici la costuri reduse. Reducerea pierderilor duce la reducerea impactului asupra mediului în cazul în care motorul funcționează și la impactul termic și chimic mai mic la centrala electrică care produce energia electrică necesară [10-29].

Viteza variabilă prin frecvență variabilă este esențială în atingerea acestor obiective. Că efect secundar, utilizarea de acționări cu viteză variabilă duce la poluarea armonicilor actuale în rețeaua electrică și la interferențe electromagnetice (CEM) cu mediul înconjurător. Deci, calitatea puterii și CEM au devenit noi constrângeri la motoarele electrice de inducție[10-29].

Controlul digital este acum standard în unitățile de viteză variabilă, în timp ce unitățile inteligente autonome care trebuie controlate și reparate prin internet sunt la orizont. Și noi oportunități de aplicare: de la aparate digitale la vehicule hibride și electrice și mai multe aeronave electrice [10-29].

1.2. ISTORICUL MAȘINII DE INDUCȚIE

Faraday a descoperit legea de inducție electromagnetică în jurul anului 1831, iar Maxwell a formulat legile electricității (sau ecuațiile lui Maxwell) în jurul anului 1860. Cunoștințele erau coapte pentru invenția mașinii de inducție care are doi tați: Galileo Ferraris (1885) și Nicola Tesla (1886). Mașinile lor de inducție sunt prezentate în Figura 1.1 și Figura 1.2 [10-29].

Figura 1.1 Motorul de inducție al Ferrari (1885) Figura 1.2 Motorul de inducție al lui Tesla (1887)

Ambele motoare au fost alimentate de la o sursă de alimentare cu două faze și conțineau înfășurări de bobină concentrate trifazate de 1-1 ' și 2-2' pe miezul statorului feromagnetic [10-29].

În brevetul Ferrari, rotorul a fost realizat dintr-un cilindru de cupru, în timp ce în brevetul Tesla, rotorul a fost realizat dintr-un cilindru feromagnetic prevăzut cu o înfășurare în scurtcircuit [10-29].

Deși motoarele de inducție contemporane au topologii mai elaborate (figura 1.3) și performanțele lor sunt mult mai bune, principiul a rămas practic același.

Adică, o înfășurare de curent alternativ plasata pe stator produce un câmp care induce tensiuni ,aceste tensiuni producând curenți în înfășurările de scurtcircuit (sau închise) ale rotorului. Interacțiunea dintre câmpul produs de stator și curenții induși în rotor produce un cuplu și așa funcționează astfel motorul de inducție. Deoarece cuplul la viteza rotorului zero este nul, motorul de inducție auto-pornește. Rețeaua electrică trifazică, capabilă să furnizeze energie la distanță de motoarele de inducție și de alți consumatori a fost implementata de Dolivo-Dobrovolsky în jurul anului 1880 [10-29].

În 1889, Dolivo-Dobrovolsky a inventat motorul de inducție cu rotorul înfășurat și, ulterior, rotorul în colivie în o topologie foarte asemănătoare cu cea utilizată astăzi. De asemenea, el a inventat rotorul cu dublă colivie [10-29].

Astfel, în jurul anului 1900, motorul de inducție era gata pentru utilizare industrială largă. Nu este de mirare că, înainte de 1910, în Europa, locomotivele cu propulsie cu motor de inducție, erau capabile să ruleze cu 200 km / h [10-29].

Cu toate acestea, cel puțîn pentru transport, motorul de curent continuu a preluat toate piețele până în jurul anului 1985, când invertorul IGBT PWM a prevăzut schimbarea de frecvență eficiente. Acest lucru a promovat spectaculos motorul de inducție revenind în acționări cu viteză variabilă, cu aplicații din toate industriile [10-29].

Motor trifazat cu colivie de veveriță, complet închis din punct de vedere energetic

Tip M2BA 280 SMB, 90 kW, IP 55, IC 411, 1484 rot/min, greutate 630 kg

Figura 1.3 Un motor de inducție trifazat de ultimă generație (sursă ,motoare ABB)

Urmează o listă mai completă de evenimente care au marcat istoricul motorului cu inducție:

• Modele analitice mai bune în scopuri de proiectare și de echilibru

• Modele ortogonale (circuit) și faze spațiale tranzitorii

• Materiale magnetice și de izolare și sisteme de răcire mai bune

• Optimizarea proiectării,metode deterministe și stocastice

• Convertizoare de frecvență IGBT PWM cu pierderi reduse și densitate mare de putere (kW / m3) cu costuri moderate

• Dezvoltarea motoarelor de inducție pentru viteze super-mari și puteri mari

• Istoria paralelă a motoarelor de inducție liniare cu aplicații în control liniar de mișcare

• Metode noi și mai bune de fabricație și testare pentru mașini de inducție

• Integrarea în motoare de inducție: motoare de inducție cu convertor PWM integrat

1.3 APLICAȚII ALE MOTOARELOR DE INDUCȚIE

Motoarele cu inducție sunt alimentate, în general, de la rețele electrice monofazate sau trifazate.

Motoarele monofazate, care au înfășurări statorice cu două faze pentru a asigura pornirea automată, sunt utilizate în principal pentru aplicații casnice (ventilatoare, mașini de spălat etc.): până la 2,2 până la 3 kW. Un tipic motorul contemporan de inducție monofazat cu condensator dual (pornire și rulare) în faza auxiliară este prezentat în figura 1.4 [10-29].

Figura 1.4 Motor de inducție monofazat cu condensator de pornire (Sursa ABB)

Motoarele de inducție trifazate sunt uneori construite cu cadre de aluminiu pentru aplicații de uz general sub 55kW (figura 1.5) [10-29].

Figura 1.5 Motor de inducție cu cadru din aluminiu (Sursa: ABB)

Pe lângă motoarele standard (clasa B în SUA și EFF1 în UE), s-au dezvoltat clase de înaltă eficiență (EFF2 și EFF3 în UE). Tabelul 1.2. prezintă date despre clasele de eficiență UE EFF1, EFF2 și EFF3 [10-29].

Chiar și creșterea de 1 până la 2% a eficienței produce economii notabile de energie, mai ales pe măsură ce motorulul este din ce in ce mai folosit.

Pentru cupluri de pornire mari, sunt construite motoare de inducție cu rotorul cu colivie dubla (figura 1.6).

Tabelul 1.2. Clase de eficiență UE

Figura 1.6 Motor de inducție cu rotorul avand colivie dublă pentru cuplul mare de pornire (sursa: ABB)

Există aplicații (cum ar fi macarale ) unde, din motive de siguranță, motorul de inducție ar trebui să fie frânat rapid atunci când motorul este oprit. Un astfel de motor de inducție cu frână integrată este prezentat în figura 1.7 [10-29].

Figura 1.7 Motor cu inducție cu frână electromagnetică integrată (sursa: ABB)

Motoarele de inducție utilizate în industria celulozei și a hârtiei trebuie să fie păstrate curate de excesul de fibre de pulpă. Clasate la clasa de protecție IP55, astfel de motoare cu inducție împiedică influența pătrunderii, prafului, murdăriei și umezelii (figura 1.8) [10-29].

Cadrele din aluminiu oferă o protecție specială împotriva coroziunii. Suportul rulementilor permite ungerea motorului în timp ce funcționează.

Figura 1.8 Motor de inducție în industria de celuloză și hârtie (sursa: ABB)

Figura 1.9 a) Generator de inducție cu înfășurare in 2 straturi pentru turbine eoliene [29]

750/200 kW, cadru din fontă, generator răcit cu lichid.

Putere de ieșire: kW și gama MW; Înălțimea arborelui: 280 – 560

Caracteristici: răcit cu aer sau lichid; Carcasă din fontă sau oțel

Generator cu o singură viteză sau cu două viteze, alimentat dublu sau generator complet de turație variabilă

Figura 1.9 b) Generator de inducție cu rotor bobinat (sursa: ABB)

Mașinile de inducție sunt utilizate pe scară largă pentru turbine eoliene de până la 2000 kW pe unitate și mai mult[13].Un generator de inducție tipic cu înfășurare in dublu strat (viteză) este prezentat în figura 1.9.

Conversia energiei eoliene în electricitate a înregistrat o creștere constantă din 1985[11].

50 GW de energie eoliană au fost în funcțiune în 2005 și 180 GW sunt previzionate pentru 2010 (sursa WindForce10), cu o crestere a energiei eoliene de 25% în Danemarca în 2005.

Soluțiile ecologice pentru conversia energetică sunt susceptibile să crească în viitorul apropiat. O acoperire de 10% a nevoilor de energie electrică în multe țări ale lumii pare la îndemână în următorii 20 de ani. De asemenea, hidrocentrale mici cu generatoare de inducție pot produce de două ori mai mult [10-29].

Motoarele de inducție sunt utilizate din ce în ce mai mult pentru aplicații cu viteză variabilă în asociere cu convertoarele PWM

Figura 1.10 Convertizor de frecvență pentru motor de inducție pentru aplicații cu viteză variabilă (sursa: ABB)

Sarcina mare a cuplului și temperatura ambientala, umiditatea și praful ridicat pot cauza avarii motoarelor de inducție, cu excepția cazului în care sunt proiectate și construite în mod corespunzător [10-29].

Motoarele de inducție total închise sunt potrivite pentru astfel de aplicații solicitante. Aplicațiile miniere (elevatoare, trenuri, transportoare etc.) sunt oarecum similare.

Figura 1.11 Motor de inducție care antreneaza o pompă la bordul unei nave (sursa: ABB)

Motoarele de inducție sunt utilizate pe scară largă în medii marine pentru pompe, ventilatoare, compresoare etc. pentru o putere de până la 700kW sau mai mult. Datorită mediului agresiv, acestea sunt complet închise și pot avea cadre de aluminiu (la putere mică), oțel sau fontă (figura 1.11) [10-29].

Trenurile electrice, vehiculele ușoare pentru transportul pe șine sau în apropierea orașului sau troleibuzele de ultimă generație sunt propulsate cu motoarele de inducție cu viteză variabilă.

Majoritatea pompelor, ventilatoarelor, transportoarelor sau compresoarelor din diverse industrii sunt antrenate de motoare de inducție cu viteză constantă sau variabilă.

Rotorul unui motor de inducție de 2500 kW, 3 kV, 400 Hz, 2 poli (24.000 rpm) în diferite etape de producție, așa cum se arată în figura 1.12, dovedește adecvarea motoarelor de inducție la aplicații de mare viteză și putere mare [10-29].

Figura 1.12 Motor de inducție de 2500 kW, 3 kV, 24.000 rpm (sursa: ABB)

Vederea de ansamblu a aplicațiilor pentru motoarele de inducție schițate mai sus este doar pentru a demonstra variatia extraordinară a vitezei și puterilor mașinii de inducție și a aplicațiilor sale atât pentru turație constantă, cât și pentru viteză variabilă [10-29].

1.4 CONCLUZIE

După 1885, la mai bine de un secol de la invenția sa, motorul de inducție trece în secolul XXI cu o aura greu de combatut de niciun alt motor.

Electronica de putere, controlul digital, proiectarea computerizata și materialele noi și mai bune au câștigat motorului de inducție noul acronim „magnatul industriei”, pe lângă cel anterior al „capului de lucru al industriei”.

Prezent în toate industriile și în electrocasnice în aplicații cu viteză constantă și variabilă, motorul de inducție pare acum pregătit să inlocuiasca chiar si sistemele electrice de pornire / generatoare la bordul vehiculelor electrice hibride din viitorul apropiat.

Capitolul 2: ASPECTE CONSTRUCTIVE ȘI PRINCIPII DE FUNCȚIONARE

Mașina de inducție este practic o mașină de polifază alternativa conectată la o rețea de curent alternativ, fie în stator, fie în rotor. Sursa de curent alternativ este, în general, trifazată, dar poate fi de asemenea monofazată. În ambele cazuri, aranjamentul de înfășurare din partea mașinii – primarul – conectat la rețea (statorul în general) ar trebui să producă un câmp de variabil în intrefierul mașinii. Acest câmp de deplasare va induce tensiuni în conductoarele din partea mașinii care nu este conectată la rețea (rotorul sau în general) – secundarul. Dacă înfășurările de pe rotorul secundar (rotorul) sunt închise(scurtcircuitate), în rotor apar curenți[10-29].

Interacțiunea dintre câmpul primar și curenții secundari produce cuplul de la viteza rotorului zero înainte. Viteza rotorului la care curenții rotorului sunt zero se numește viteza ideală fără încărcare (sau sincronă). Înfășurarea rotorului poate fi multifazată (rotor cu infasurari) sau realizată din bare scurtcircuitate de inele la capăt (rotor in colivie) [10-29].

Toate înfășurările primare și secundare sunt plasate în crestaturi uniform distribuite, ștanțate din foi subțiri de oțel silicios(otel electrotehnic).

Mașina de inducție are un intrefier destul de uniform de 0,2 până la 3 mm. Cele mai mari valori corespund puterilor mari, de 1MW sau mai mult. Înfășurările secundare pot fi scurtcircuitate sau conectate la o impedanță externă sau la o sursă de putere de tensiune și frecvență variabilă. În ultimul caz, motorul cu rotor interior funcționează, totuși, ca o mașină sincronă, deoarece este alimentată de două ori și sunt impuse atât frecvențele statorului cât și ale alunecării rotorului (aceasta din urmă depinde de viteză) [10-29].

Deși istoric, mașinile cu dublu stator și rotor dublu s-au propus, de asemenea, să producă viteză variabilă mai convenabil, acestea nu au ajuns pe piețe. Electronica electrică de astăzi pare să mute astfel de soluții și mai departe în uitare [10-29].

În acest capitol vom discuta aspectele de construcție și principiile de funcționare ale mașinilor de inducție.

Principalele părți ale oricărui motor de inducție sunt:

Circuitul magnetic statoric cu crestaturi

Înfășurarea electrică a statorului

Circuitul magnetic rotoric cu cretaturi

Înfășurarea electrică a rotorului

Arborele rotorului

Cadrul statorului cu rulmenți

Sistemul de răcire

Cutia de borne

Mașinile pot fi clasificate în mai multe moduri. Iată câteva dintre acestea:

Cu mișcare rotativă sau liniară

Alimentare trifazată sau monofazată

Cu rotor bobinat sau colivie

În majoritatea motoarelor de inducție rotative, principalul este statorul, iar cel secundar este rotorul. Nu este la fel pentru mașinile liniare de inducție. Practic, toate motoarele de inducție au un rotor cilindric și, așadar, un intrefier radial între stator și rotor, deși, în principiu, motoarele de inducție axiale cu rotor în formă de disc pot fi construite pentru a reduce volumul și greutatea în aplicații speciale.

2.1 ASPECTE CONSTRUCTIVE ALE MOTORULUI DE INDUCȚIE ROTATIV

2.1.1 CIRCUITUL MAGNETIC

Circuitul magnetic al statorului și rotorului sunt realizate din tole subțiri din oțel de siliciu cu cristale neorientate pentru a reduce histerezisul și pierderile de curent. Tolele statorului și rotorului sunt ambalate într-un singur pachet de tole(Figura 2.1) sau într-un pachet multiplu de tole(Figura 2.2). Aceasta din urmă are canale radiale (5-15 mm lățime) între pachetele elementare (50 până la 150 mm lungime) pentru ventilație radială [10-29].

Pachetele simple sunt adecvate pentru ventilația axială.

Figura 2.1 Miez magnetic format din pachete de tole simple [29]

Motorul de inducție cu un singur pachet au fost utilizate în mod tradițional sub 100kW, dar recent au fost introduse până la 2MW, deoarece ventilația axială a fost îmbunătățită drastic. Conceptul de pachete multiple este totuși necesar pentru o putere mare (cuplu) cu pachete lungi de tole [10-29].

Pachetele multiple duc la pierderi suplimentare in înfășurare, până la 10%, în stator și în rotor, în timp ce bobinele (barele) conduc prin canalele radiale fără a produce cuplu. De asemenea, energia câmpului electromagnetic produsă de curenții (barilor) din canale se traduce prin inductanțe suplimentare de scurgere, care tind să reducă cuplul de critic și factorul de putere. De asemenea, reduc curentul de pornire și cuplul. motoarele de inducție cu pachete multiple tipice sunt prezentate în figura 2.2 [10-29].

Figura 2.2 Masina de inducție cu pachete multiple de tole [29]

Pentru motoarele de inducție cu frecvență fundamentală de până la 300 Hz, tolele de oțel silicios cu grosimea de 0,5 mm conduc la pierderi rezonabile in miez de 2 până la 4 W / Kg la 1T și 50 Hz [10-29].

Pentru o frecvență fundamentală mai mare, sunt necesare tole mai subțiri. Alternativ, pot fi utilizate materiale cu pulberi magnetice anizotrope pentru a reduce pierderile in miez la frecvențe fundamentale ridicate, peste 500 Hz, la un factor de putere mai mic [10-29].

2.1.2 GEOMETRIA CRESTATURII

Intrefierul, sau spațiul de aer dintre stator și rotor, trebuie parcurs de câmpul magnetic produs de stator. La rândul său, aceasta va induce tensiuni și va produce curenți în înfășurările rotorului. Magnetizarea aerului necesită forțe magnetomotorii mari (mmfs) sau ampereturn. Cu cât este mai mic distanta de aer (nemagnetic), cu atât magnetizarea este mai mică. Limita inferioară a intrefierului g este determinată de constrângerile mecanice și de raportul dintre deschiderile crestaturii statorului și ale rotorului, suportate de intrefierul g pentru a menține pulsul de suprafață și fluxul dintilor pierderi suplimentare în limite. Dintele este sectorul radial de tole între două fante vecine [10-29].

Punerea înfășurărilor (bobine) în crestaturi are meritul principal de a reduce curentul de magnetizare. În al doilea rând, fabricarea înfășurării și plasarea în crestatura devine mai ușoară. În al treilea rând, înfășurarea în crestaturi este mai bună în ceea ce privește rigiditatea mecanică și transmisia de căldură (către miezuri). În cele din urmă, totalul mmf pe unitatea de lungime a periferiei (înălțimea bobinei) ar putea fi crescut și astfel puterea de putere mare poate fi construită eficient. Ceea ce se pierde este posibilitatea de a construi înfășurări (bobine) care pot produce ampereturnuri de distribuție pur sinusoidale (mmfs) de-a lungul periferiei intrefierului mașinii. Dar acesta este un preț mic de plătit pentru beneficiile existente [10-29].

Geometria crestaturii depinde în principal de nivelul de putere a motoarelor de inducție (cuplu) și deci de tipul de sârmă de bobinaj – cu secțiune rotundă sau dreptunghiulară – din care sunt realizate bobinele înfășurărilor. Cu bobine de sârmă rotundă (înfășurare aleatorie) pentru motoarele de inducție de putere mică (în general mai mici de 100 kW), bobinele pot fi introduse în crestaturi prin sârmă și astfel deschiderile crestaturii pot fi mici (figura 2.3a). Pentru bobine preformate (în motoarele de inducție mari), realizate, în general, din sârmă de secțiune dreptunghiulară, se folosesc crestaturi deschise sau semideschise (figura 2.3b, c) [10-29].

În general, crestaturile pot fi dreptunghiulare, trapezoidale drepte sau trapezoidale rotunjite. Crestaturile deschise și semideschise tind să aibă formă dreptunghiulară (figura 2.3b, c) în formă, iar cele semiinchise sunt trapezoidale sau trapezoidale rotunjite (figura 2.3a).

Într-un motor de inducție, doar crestaturile pe o parte sunt deschise, în timp ce pe cealaltă parte, acestea sunt semi-inchise sau semi-deschise.

Figura 2.3 Geometriile slotului pentru a localiza înfășurările bobinei: a) semi-inchise, b) semideschise, c) deschise [29]

Motivul este că o deschidere mare a fantei, bos, la intrefier, g, raportul (bos / g> 6) duce la o densitate medie a fluxului mai mică , pentru stator mmf dat și pentru impulsuri de flux mare în dintele rotorului, ale cărui pulsiuni (armonice) vor produce pierderi suplimentare in miezul feromagnetic. În intrefier, armonica densității fluxului duce la cupluri parazite, zgomot și vibrații. În cazul crestaturilor semi-deschise și semi-inchise bos / δ ≅ (4-6) în general. Din aceleași motive, deschiderea crestaturii rotorului la intrefier bor/ δ ≅ 3-4, acolo unde este posibil. O deschidere prea mica a crestaturii pentru fiecare raport duce la câmp magnetic mai ridicat în gâtul crestaturii (figura 2.3) și, astfel, la o inductanță mai mare de scurgere a crestaturii, ceea ce determină cuplul de pornire mai mic și curentul și cuplul de defecțiune mai mic [10-29].

Crestaturile regasite în figura 2.3 sunt utilizate atât pentru stator cât și pentru cele cu rotor bobinat. Geometria crestaturii rotorului pentru rotorul de tip colivie este mult mai diversificată în funcție de

Restricțiile de pornire și de încărcare

Tensiunea / frecvența constantă (V / f) sau modalitatea de alimentare a tensiunii / frecvenței variabile

Intervalul de cuplu

Mai mic decât cuplul de pornire nominal, motoarele de inducție de înaltă eficiență pentru puterea scăzută la V / f constantă sau pentru variabila V / f poate folosi crestaturi semi-inchise rotunde (Figura 2.4a). Crestaturile rotunde trapezoidale cu dinți dreptunghiulari sunt tipice pentru cuplul de pornire mediu (în jurul valorii nominale) în motoarele de inducție cu putere mică (figura 2.4b) [10-29].

Crestaturile rotorului închise pot fi utilizate pentru a reduce zgomotul și impulsurile de cuplu pentru pompele de fluid care circulă cu putere scăzută pentru locuințe în detrimentul unei inductanțe mari de scurgere a rotorului: adică cuplul de defecțiune mai mic. În esență, puntea de fier (0,5 până la 1 mm grosime), deasupra fantei rotorului închis, saturat deja între 10 și 15% din curentul nominal cu o permeabilitate relativă de 50 sau mai puțin care scade în continuare la 15 până la 20 pentru condiții de pornire (viteză zero, tensiune maxima) [10-29].

Figura 2.4 Crestaturile rotorului pentru rotor in colivie: a) semi-inchise și rotunde, b) semi-inchise și rotunde trapezoidale, c) crestaturi închise [29]

Figura 2.5 Fantele rotorului pentru IM-uri cu curent de pornire scăzut: a) alunecare mare, cuplu de pornire ridicat, b) cuplu de pornire moderat, c) moment de pornire foarte ridicat [29]

Pentru cuplu de pornire ridicat, alunecare mare (viteză nominală mai mică în raport cu nominalul fără încărcare), sunt utilizate crestaturi dreptunghiulare pentru rotorul cu bare adanci (figura 2.5a). Sunt utilizate crestaturi trapezoidale sau colivie dublă pentru curentul de pornire scăzut și cuplul de pornire moderat și mare (figura 2.5b, c). In toate în aceste cazuri, inductanța scurgerii crestaturii rotorului crește și astfel cuplul critic este redus până la 150 până la 200% cuplu nominal [10-29].

Mai general, crestaturile rotorice ale coliviei cu formă optimă pot fi astăzi generate prin tehnici directe de optimizare FEM pentru a satisface limitările de performanță dorite pentru aplicații speciale. În general, curentul redus al statorului și cuplul de pornire moderat și ridicat se bazează pe efectul frecvenței de alunecare a rotorului pe rezistența rotorului și inductanța de scapari [10-29].

La început, frecvența curenților rotorici este egală cu cea statorica (rețeaua de alimentare) frecvența f1, în timp ce la sarcină completă fsr = Snf1; Sn, alunecarea nominală este sub 0.08 și mai mică de 0.01 la motoarele de inductie mari:

n – viteza în rpm

p1 este numărul de perioade spațiale ale undei de câmp ce se deplaseaza prin intrefier:

θ1 – unghiul de poziție mecanic; ω1 = 2πf1 [29].

Nu uitați că, pentru tensiunea variabilă și alimentarea cu frecvență (viteză variabilă), cuplul de pornire și limitarile de curent sunt eliminate, deoarece frecvența de alunecare a rotorului Sf1 este întotdeauna sub cea corespunzătoare cuplului critic [10-29].

Foarte important în motoarele cu viteză variabilă sunt eficiența, factorul de putere, cuplul de descompunere și costurile inițiale sau totale ale motorului (cu costuri de pierdere capitalizate incluse) [10-29].

2.1.3 ÎNFĂȘURĂRILE MOTOARELOR DE INDUCȚIE

Motoarele de inducție sunt prevăzute cu înfășurări atât pe stator, cât și pe rotor. Ne referim doar la o înfășurare primară a statorului cu 6 crestaturi pentru doi poli (figura 2.6).

Figura 2.6 motor de inducție cu 6 crestaturi statorice și rotor cu colivie: a) secțiune transversală, b) conexiune in stea trifazata [29].

Fiecare fază este realizată dintr-o singură bobină a cărei pas se întinde pe jumătate din periferia rotorului. Cele trei faze (spire) sunt deplasate în spațiu cu 120 °. Pentru cazul nostru există 120 ° grade mecanice între axe de fază pentru p1 = 1 perechi de poli. Pentru p1 = 2, 3, 4, 5, 6 vor exista grade mecanice de 120 ° / p1 între axe de fază [10-29].

Câmpul produs in intrefier de fiecare fază are maximul său în mijlocul bobinei de fază (figura 2.6) și, odată cu deschiderea crestaturii, eliminată, are o distribuție spațială dreptunghiulară a cărei fundamentală variază sinusoidal în timp cu frecvența f1 (figura 2.7)

Din figura 2.7 este evident că atunci când unghiul de timp θt variază electric cu π / 6, la fel este și maximul fundamental al densității fluxului in intrefier cu armonicele spațiale neglijate și se produce un câmp de unde călător în intrefier. Direcția sa de mișcare este de la faza a la faza b, iar faza b conduce faza c. Viteza unghiulară a acestui câmp este pur și simplu ω1, în termeni electrici, sau ω1 / p1 în termeni mecanici (a se vedea, de asemenea, Ecuația (2.2)) [10-29].

Deci n1, viteza de deplasare a câmpului în rpm, este n1 = f1 / p1

Figura 2.7 Curenții statorici și câmpul in intrefier la timpul t1 și t2. [29]

Așa se face că pentru 50 (60) Hz viteza ideală fără încărcare este de 3000/3600 rpm pentru p1 = 1, 1500/1800 rpm pentru p1 = 2 și așa mai departe [10-29].

Întrucât alunecarea nominală Sn este mică (mai puțin de 8% pentru majoritatea IM-urilor), viteza nominală este doar puțin mai mică decât o submultiple de f1 în rpm. Configurația brută din figura 2.7 poate fi îmbunătățită cu creșterea numărului de crestaturi și prin utilizarea a două straturi de bobine în fiecare crestatura. În acest fel, conținutul armonic al densității fluxului din intrefier scade, apropiindu-se de un câmp de călătorie mai bun pur, în ciuda plasării intrinsec discontinue a conductorilor în crestaturi [10-29].

Un stator bobinat este prezentat în figura 2.8. Cele trei faze pot fi conectate in stea sau in triunghi. Uneori, în timpul pornirii, conexiunea este schimbată de la stea la triunghi (pentru motoarele de inducție proiectate in conexiunea triunghi) pentru a reduce curenții de pornire în rețelele locale slabe [10-29].

Figura 2.8 Înfășurarea statorului cu trei faze cu rotor colivie [29].

Rotoarele bobinate sunt construite într-un mod similar (Figura 2.9). Inelele de alunecare sunt vizibile în dreapta. Sistemul de perii plasat pe stator nu este vizibil. Motoarele de inducție monofazate au, pe de altă parte, în general, două înfășurări ale statorului [10-29].

Înfășurarea principală (m) și cea auxiliară (sau de pornire) una (a) sunt utilizate pentru a produce un câmp călător în intrefier. Similar cu trei faze, cele două înfășurări sunt deplasate spațial cu 900 (electric) în general. Pentru a schimba faza și curentul înfășurării auxiliare, se folosește un condensator [10-29].

În aplicațiile cu mișcare reversibilă, cele două înfășurări sunt identice. Condensatorul este comutat de la o fază la alta pentru a schimba direcția câmpului de deplasare.

Când înfășurarea auxiliară funcționează continuu, fiecare dintre cele două înfășurări utilizează jumătate din numărul de crestaturi [10-29].

Numărul de spire și secțiunea transversală a sârmei diferă. Prezența înfășurării auxiliare cu capacitate crește cuplul, eficiența și factorul de putere. La pornirea cu condensator cu putere redusa (sub 250W), înfășurarea principală ocupă 2/3 de crestaturile statorice și înfășurarea auxiliară (de pornire) doar 1/3. Înfășurarea condensatorului este oprită în astfel de motoare cu ajutorul unui releu centrifugal sau de timp la o anumită viteză (timp) în timpul pornirii. În toate cazurile, în rotor se folosește o înfășurare a coliviei (figura 2.10)[10-29].

Pentru niveluri de putere foarte mici (sub 100W în general), condensatorul poate fi înlocuit cu o rezistență la reducerea costurilor, în detrimentul unei eficiențe mai mici și a factorului de putere [10-29].

Figura 2.9 Rotor trifazat bobinat [29].

Figura 2.10 motoarele de inducție cu condensator monofazat: a) configurație cu înfășurări la fel de puternice, b) configurație cu 2/3, 1/3 înfășurări de ocupație, c) motor reversibil, d) conexiune duală a condensatorului [29]

Figura 2.10 : e) conexiunea de pornire a condensatorului [29]

Costul redus și rezistența superioară a motorului de inducție monofazat cu pol aparent este plătit prin eficiență mai mică și factorul de putere scazut. Acest motor are mai multă importanță istorică și este foarte rar folosit, în mare parte sub 100W, unde costul este preocuparea principală [29].

2.1.4 ÎNFĂȘURĂRILE ROTOARELOR ÎN COLIVIE

Așa cum am menționat mai sus, rotorul de motor de inducție este prevăzut cu înfășurări cu o singură sau dublă colivie (figura 2.11), în afară de înfășurările tipice trifazice ale rotoarelor înfășurate.

Barele de colivie și inelele de capăt sunt confecționate din aluminiu turnat sub presiune pentru putere mică și medie și din alamă sau cupru pentru puteri mari. Pentru puteri medii și mari, barele sunt inele de argint sudate la capăt pentru a oferi un contact de rezistență scăzută [10-29].

Pentru cuști duble putem folosi (rezistivitate mai mare) pentru cușca superioară și cupru pentru cușca inferioară. În acest caz, fiecare cușcă are propriul său inel de scurt-circuitare, în principal datorită constrângerilor de expansiune termică [10-29].

Pentru motoarele de inducție cu eficiență ridicată, cuprul tinde să fie preferat datorită conductivității mai mari, a densității de curent admisibile mai mari și a temperaturilor de lucru [29].

Figura 2.11 Înfășurările rotoarelor din colivie a) cușcă unică, b) colivie dublă [29]

Pe măsură ce fabricația coliviilor turnate din cupru se maturizează, chiar și pentru motoarele mici (în aparatele electrocasnice), colivia de cupru va fi folosită din ce în ce mai mult, pe lângă colivia de cupru sudată de azi. Turnarea sub presiune a aluminiului la temperaturi destul de scăzute determină costuri reduse de producție în masă a rotorului pentru motoarele de inducție cu putere mică [10-29].

Motor trifazat cu colivie de veveriță complet închis,

tip M2BA 280 SMB, 90 kW, IP 55, IC 411, 1484 r / min, greutate 630 kg

Figura 2.12 Vederea unui motor modern de inducție [29]

Dezbaterea despre aluminiu sau cupru nu este încă decisă și este posibil ca ambele materiale să fie utilizate în funcție de nivelul de aplicare și de putere (cuplu). În ​​figura 2.12 este prezentată o vedere destul de completa tăiată a unui motor de inducție destul de modern. Are un miez magnetic cu o singură stivă, astfel ventilația axială este utilizată de un ventilator situat pe arbore dincolo de rulmenți. Zona de evacuare a căldurii este mărită de rama statorului fin. Această tehnologie s-a dovedit practică până la 2 MW în motoarele de inducție de joasă tensiune [10-29].

Motorul de inducție din figura 2.12 are o înfășurare a rotorului cu o singură colivie. Înfășurarea statorului este construită în două straturi din sârmă de bobinaj rotundă. Bobinele sunt bobinate la întâmplare. Crestaturile statorului și rotorului sunt de tip semi-inchise. Configurația din figura 2.12 este dublată ca răcitor cu ventilator complet închis (TEFC), deoarece ventilatorul este plasat în afara rulmenților pe arbore. Este un motor de inducție de joasă tensiune (sub 690V RMS – tensiune de linie) [10-29].

2.4 REZUMAT

Motorul de inducție este un echipament de curent alternativ. Poate fi alimentat direct de la o rețea electrică trifazată sau monofază. Alternativ, poate fi alimentat printr-un convertor PWM la tensiune variabilă (V) și frecvență (f).

Piesele principale ale motoarelor de inducție sunt miezurile magnetice și înfășurările statorice și rotorice. Miezurile magnetice sunt, în general, realizate din foi subțiri de oțel siliciu (tole) pentru a reduce pierderile in miez la valori de la 2 până la 4 W / Kg la 60 Hz și 1 T.

Înfășurări trifazate sau în două monofazate sunt plasate in crestaturile primare (stator). Înfășurările sunt sisteme de bobine conectate pentru a produce un mmf de deplasare (amprereturn) în intrefierul dintre stator și miezurile rotorului.

Geometria crestaturii depinde de nivelul de putere (cuplu) și de limitarile de performanță. Cuplul de pornire și curentul, cuplul critic, eficiența nominală și factorul de putere sunt limitari tipice pentru motoarele de inducție alimentate direct cu energie electrică de la rețea.

Înfășurările coliviei sunt realizate din bare solide în crestaturi cu inele de scurtcircuitare,sunt utilizate pe majoritatea rotoarelor motoarelor de inducție. Secțiunea barei rotorului este strâns legată de toate performanțele de pornire și rulare. Înfășurările cu bara profundă sau cu colivie dublă sunt utilizate pentru cuplul de pornire ridicat, cu motoarele de inducție de curent de pornire reduse alimentate de la rețeaua electrică (constante V și f).

Principiul funcționării motoarelor de inducție este legat de producția de cuplu. Folosind conceptul de tensori de tensiune Maxwell, s-a demonstrat că, cu înfășurările în crestaturi, cuplul (datorită forțelor tangențiale) se exercită în principal pe pereții crestaturii și nu pe conductorii înșiși.

Capitolul 3:SOLUȚIE NUMERICĂ – ANALIZA PRIN METODA ELEMENTULUI FINIT APLICATA MASINILOR ELECTRICE

Proiectarea de bază a unei mașini electrice, adică dimensionarea circuitelor magnetice și electrice, este realizată de obicei prin aplicarea ecuațiilor analitice. Cu toate acestea, performanța exactă a mașinii este de obicei evaluată folosind diferite metode numerice. Cu aceste metode numerice, efectul unui singur parametru asupra performanței dinamice a mașinii poate fi studiat în mod eficient. Mai mult, unele teste, care nu sunt chiar realizabile în circumstanțe de laborator, pot fi practic efectuate. Cea mai utilizată metodă numerică este metoda elementului finit (FEM), care poate fi utilizată în analiza problemelor câmpului electromagnetic cu două sau trei dimensiuni. Soluția poate fi obținută pentru probleme statice, armonice cu timpul sau tranzitorii. În ultimele două cazuri, circuitul electric care descrie alimentarea mașinii este cuplat cu soluția de camp reală. Atunci când aplicați FEM în analiza electromagnetică a unei mașini electrice, trebuie acordată o atenție deosebită relevanței datelor privind materialele electromagnetice ale părților structurale ale mașinii, precum și construcției rețelei cu element finit [1-9].

Deoarece cea mai mare parte a energiei magnetice este stocată în intrefierul mașinii, iar formulările importante de calcul al cuplului sunt legate de soluția de câmp a intrefierului, suprafata trebuie să fie suficient de densă în această zonă. Regula generală este aceea că ochiurile de aer trebuie împărțite în trei straturi pentru a obține rezultate precise. În analiza tranzitorie, adică în soluții cu pas de timp, selecția dimensiunii etapei de timp este de asemenea importantă pentru a include efectul armonicilor de timp de înaltă ordine în soluție. O metodă generală este de a împărți un ciclu de timp în 400 de pași, dar divizarea ar putea fi chiar mai densă decât aceasta, în special cu mașinile de mare viteză [1-9].

Există cinci metode comune pentru a calcula cuplul din soluția de câmp FEM. Soluțiile sunt (1) metoda tensiunii Maxwell, (2) metoda lui Arkkio, (3) metoda de diferențiere a coenergiei magnetice, (4) lucrarea virtuală a lui Coulomb și (5) metoda curentului de magnetizare [1-9].

Câmpurile magnetice ale mașinilor electrice pot fi deseori tratate ca un caz bidimensional și, prin urmare, este destul de simplu să folosești potențialul vectorului magnetic în soluția numerică a câmpului. Cu toate acestea, în multe cazuri, câmpurile mașinii sunt clar tridimensionale și, prin urmare, o soluție bidimensională este întotdeauna o aproximare. În cele ce urmează, mai întâi, se aplică ecuațiile vectoriale tridimensionale complete [1-9].

Potențialul vectorial magnetic A este dat de

Conditia lui Coulomb, necesară pentru a defini fără echivoc potențialul vectorial, este scrisă ca

Înlocuirea definiției pentru potențialul magnetic magnetic în legea de inducție (1.3) produce .

Rezistența câmpului electric poate fi exprimată prin potențialul vectorial A și potențialul electric scalar φ ca

unde φ este potențialul scalar electric redus. Deoarece ∇ × ∇φ = 0, adăugarea unui potențial scalar nu provoacă probleme cu legea inducției. Ecuația arată că vectorul de rezistență al câmpului electric este format din două părți, și anume o parte de rotație indusă de dependența de timp a câmpului magnetic și o parte nerotațională creată de sarcinile electrice și polarizarea materialelor dielectrice [1-9].

Densitatea curentului depinde de rezistența câmpului electric

Legea lui Ampere și definiția pentru randamentul potențial vectorial

Înlocuind (1.26) în (1.27) rezulta

Acesta din urmă este valabil în zonele în care pot fi induși curenți rotunzi, în timp ce primul este valabil în zonele cu curenți sursă J = Js, cum ar fi curenții de înfășurare și zone fără orice densitate de curent J = 0 [1-9].

În mașinile electrice, o soluție bidimensională este adesea cea evidentă; în aceste cazuri, soluția numerică se poate baza pe o singură componentă a potențialului vectorial A. Soluția de câmp (B, H) se găsește pe un plan xy, în timp ce J, A și E implică doar componenta z. Gradientul ∇φ are doar o componentă z, deoarece J și A sunt paralele cu z, iar (3.26) este valid. Potențialul scalar redus este astfel independent de componentele x și y. φ ar putea fi o funcție liniară a coordonatei z, deoarece o soluție de câmp bidimensională este independentă de z. Presupunerea bidimensionalității nu este valabilă dacă există diferențe potențiale cauzate de sarcinile electrice sau de polarizarea izolatorilor. Pentru cazurile bidimensionale cu curenți rotunziți, potențialul scalar redus trebuie setat ca φ = 0 [1-9].

Într-un caz bidimensional, ecuația anterioară este rescrisă ca

În afara zonelor de curent curent, este valabil următoarele:

Definiția potențialului vectorial produce următoarele componente pentru densitatea fluxului:

Prin urmare, potențialul vectorial rămâne constant în direcția vectorului densității fluxului. În consecință, curbele izo-potențiale ale potențialului vectorial sunt linii de flux. În cazul bidimensional, următoarea formulare poate fi obținută din ecuația diferențială parțială a potențialului vectorial:

Aici ν este reticența materialului. Acest lucru este din nou similar cu ecuația pentru un câmp electric static

Mai mult, există două tipuri de condiții de delimitare. Condiția de delimitare a lui Dirichlet indică faptul că un potențial cunoscut, aici potențialul vector cunoscut

poate fi obținut pentru un potențial vectorial, de exemplu pe suprafața exterioară a unei mașini electrice. Câmpul este paralel cu conturul suprafeței. Similar cu suprafața exterioară a unei mașini electrice, de asemenea linia centrală a polului mașinii poate forma un plan de simetrie. Starea de limita omogenă a lui Neumann determinată cu potențialul vectorial

poate fi obținută atunci când câmpul întâlnește un contur perpendicular. Aici n este vectorul unitar normal al unui plan. Un contur de acest gen este, de exemplu, parte dintr-un câmp limitat la fierul cu permeabilitate infinită sau linia centrală a degajarii polului [1-9].

Fluxul magnetic care pătrunde pe o suprafață este ușor de calculat cu potențialul vectorial. Teorema lui Stoke se produce pentru fluxul

Aceasta este o integrală în jurul conturului l al suprafeței S. Aceste fenomene sunt ilustrate cu figura 1.6. În cazul a două dimensiuni al ilustrației, ponderea fețelor finale la zero este zero, iar potențialul vectorial de-a lungul axei este constant. În consecință, pentru o mașină cu lungimea l obținem un flux

Acest lucru înseamnă că fluxul Φ12 este fluxul dintre liniile echipotențiale vectoriale A1 și A2.

Figura 3.6 Stânga, este ilustrat un câmp bidimensional și condițiile sale de delimitare pentru o mașină sincronă cu pol-iesire. Aici, valoarea constantă a potențialului vectorial A (de exemplu, conturul exterior al mașinii) este luată ca condiție de delimitare a lui Dirichlet și valoarea zero a derivatului potențialului vectorial față de normal este luată ca condiție de delimitare a lui Neumann. În cazul potențialului scalar magnetic, condițiile limită în raport cu potențialul ar lua poziții opuse. Din cauza simetriei, valoarea zero a derivatului normal al potențialului vectorial corespunde potențialului magnetic constant Vm, care în acest caz ar fi un potențial cunoscut și deci condiția de delimitare a lui Dirichlet. Dreapta, este prezentată o soluție de câmp bazată pe potențialul vectorului al unei mașini asincrone cu doi poli care presupune un câmp bidimensional [1-9].

Capitolul 4. PROIECTARE MAȘINĂ ASINCRONA TRIFAZATA CU DUBLA COLIVIE

Pentru proiectarea masinii asincrone trifazate cu dubla colivie s-a folosit informatii din indrumarele de proiectare [41],[42] si consideratii din referintele [38-40].

Date de proiectare:

Conexiune triunghi

Dimensionare stator

Determinarea marimilor de calcul

Numarul de perechi de poli:

p

2p= 4

Puterea aparenta nominal, curentul nominal pe faza

SN=3 * UN * IN

SN= 14204,6VA= 14,2046 kVA

IN=== 11.837111.84 A = IN f

Tensiunea electromotoare (T.E.M) de faza E1 si puterea aparenta interioara Si:

A) t.e.m

U1= tensiunea de faza;

U1=UN –pentru conexiunea triunghi

Z1= R1 + J Xτ2 – impedanta pe faza

I1- criteriul pe faza ( I1=IN – la sarcina nominala)

E1= kE * U1 => E1 =0,97 * 400 => E1= 388 v;

k E= 0.97

B) Puterea aparentă interioară :

Si= = = 13778,462 VA =13,778462 k VA

Factorul de înfășurare kw 1, de formă a t.e.m kb si factorul de acoperire ideală a pasului polar α i

A)Factorul de înfășurare pentru armonica fundamentala:

kw= kp * ky= * sin ()

Initial se considera Kw= 0.91 ÷ 0.93 => Kw1

B) Factorul de formă a tensiuneii electromotoare kB si factorul formă a tensiuneii electromotoare, si factorul de acoperire ideală a pasului polar αi

Inițial se consideră ksd==1.2….1.35

ksd=1,3

αi= 0,71

kB= 1,09

Calculul dimensiunilor principale:

Calculul diametrelor statorului

a) Diametrul interior al statorului :

dm

Din Fig 4.1: C= 155 j/dm3

λ= = 1

D= = 1,6543 dm

D= 16,543cm => D= 16,5cm

Fig4.1: Valorile coeficientului de utilizare C în funcție de puterea interioară Si și numărul perechilor de poli p,pentru mașinile de curent alternativ(asincrone și sincrone) în construcție protejată și clasă de izolație F.

b) Diametrul exterior al statorului, in funcție de elementele constructive ale masinii:

De= D + 2 (hC1+ hj1)

KD= 1.47

Dl= kD * D => D= 1,47* 16,54= 24,2 => Dl= 250 mm

Dl= 25 cm

D= = = 17 cm;

D= 17 cm.

c)Pasul polar :

τ = 13,35 cm

Calculul lungimilor mașinii asincrone

a) Lungimea ideală (li)

li=0,124305 m

l1=12,4 cm

λ= = 0.92

kB= 1,09

kw= 0,93

αi= 0,71

D= 0,17 m

n1= 1500 rot/min

A= 300 A/cm= 300* 102 A/m

B δ = 0,72 T

Si= 13,78 k VA

b) Geometria miezului feromagnetic ( compact)

Pentru valorile lui si stabilite, rezultă o construcție compactă a miezului feromagnetic rezultănd lungimea geometrică:

lg=12,4 cm

Determinarea lățimii întrefierului:

Cu relația empirică găsim:

mm

Solicitările electromagnetice ale mașinii asincrone.

Solicitări electrice:

a) Pătura de curent.

A= 300 A/ cm

b) Densitatea de curent

In infasurarea statorului:

.

J1= 5,5 ÷ 7,5 A/ mm2

In infasurarea rotorului:

J2; J2b = 3 ÷ 5,5 A/ mm2 => J2b= 4 A/mm2

J2i≈ (0,80 ÷ 0,65) * J2b => J2i≈2,6÷ 3,2 A/ mm2

J2i= 3A/mm 2

Solicitări magnetice:

a)Inducția magnetică în întrefier ( valoare maximă)

B’δ= 0,72 T

b)Inducțiile magnetice în celalte porțiuni ale circumferinței magnetice (valori maxime):

În jugul statoric:

Bj1= 1,35÷1,55T

În jugul rotoric:

Bj2= 1,2÷1,6T

În dinții statorului:

-Crestături cu pereți paraleli:

-în secțiunea minima a dintelui: B’d1max = 1,7÷ 2,1 T

– În secțiunea medie a dintelui: B’d1med= 1,5÷ 1,7 T

-Dinți cu pereți paraleli B’d1= 1,4÷ 1,7 T

În dinții rotorului:

– crestături cu pereți paraleli:

-In sectiunea minima a dintelui: B’d2max = 1,7÷ 2,2 T

-In sectiunea medie a dintelui: B’d2med= 1,5÷ 1,8 T

-dinti cu pereti paraleli: B’d2 = 1,5 ÷ 1,8 T

Infasurarea si crestaturile statorului.

Pentru mașinile de puteri mici se folosesc de regulă înfășurari într-un singur strat, cu

bobine din conductor rotund, sârmă, crestătura fiind semiînchisa sau semideschisă de formă ovală sau trapezoidală, având în acest caz dinte cu lățime constantă (dinți cu pereți paraleli).

Numarul de crestaturi ale statorului:

q= 4÷ 6

impun q1= 4

z1= 2* p * m1 * q1

z1 = 4 * 3 * 4 => z1 = 48 crestaturi statorice

Pasul dentar al statorului:

Se incadreaza in 0,05 * τ < t1 < 0,2 * τ

0,05 * 13,35 < t1 < 2,67

0,6675 < t1 < 2,67

Pasul infasurarii

Trebuie să fie număr par:

y1= yτ= m* q1 = * 3 * 4= 10 crestaturi

Factorul de infasurare

q=4

y1= 1 – 11

βy= = 0,833

ky= 0,966

kw= 0,926

Numarul de spire pe faza

kE= 0.97

Kwi= 0.926

=

Numarul de conductoare efective dintr-o crestatura, considerând o cale de curent ():

Verificarea condițiilor de simetrie ale înfășurării:

Din condiția ca numărul de bobine pe fază și pe cale de curent sa fie același

trebuie ca la înfășurarea într-un singur strat:

;

Din condiția echilibrării căilor de curent în paralel pe fază trebuie ca:

;

Din condiția ca numărul de spire pe fiecare fază și cale de curent în paralel să

fie același, trebuie ca:

;

Din condiția ca tensiunile electromotoare induse pe fază sa fie egale și defazate

cu , trebuie ca:

(unde t este cel mai mare divizor comun al numărului de perechi de poli și al numărului de crestături . )

.

Verificarea încadrării în limite a solicitărilor electromagnetice:

pătura de curent :

fluxul magnetic util, pentru pol:

pentru care rezultă valoarea maximă a inducției magnetice în întrefier:

; fata de 0,72 T ales.

Secțiunea conductorului:

Scu≤ 6 => conductor rotund izolat cu ET si 2 straturi de sticla E2S, clasa de izolatie F.

Crestatura trapezoidala:

β= = 0,35÷ 0.5

β1= = 0,1 ÷ 0,15

β2= = 2,5÷ 8

Conductor cu:

d= 1,6 mm

s= 2,011 mm2 => d1iz= d + d iz = 2mm

diz= 0,4

Dimensiunile crestăturii:

a)Se determină latimea constanta a dintelui:

b) Secțiunea neta a crestăturii, Scu:

as≥ diz + 1,5 mm

as ≥ ( 1,6 + 0,4) + 1,5

as≥ 3,5 mm

h istm= 1 mm

c)Înălțimea jugului:

Verificări necesare:

Verificarea încadrării în limite a inducției magnetice în jugul statorului :

Inducția magnetică aparentă maximă în dinte:

Bj1= 1,35÷1,55T

Valori finale stator:

z1= 48 crestaturi

q1=4

t1= 1,11 cm

y1= 12 crestaturi

kw1= 0,926

w1= 224 spire

nc1= 28 conductoare

a1=1

= 2,011 mm2

d1= 2 mm

D1= 6 A/mm2

bd1= 5,33 mm

kFe= 0,95

kw= 0,92

= 152mm2

as= 3,5 mm

histm= 1 mm

hj1= 17,34 mm

Dl= 250 mm

kd= 1,47

Bj1=1,53T

T

βy = 0,833

l1=12,4 cm

Fig.4.2:Vedere a statorului rezultat din calculul de proiectare

Fig.4.3:Vedere a crestaturii statorice rezultate din calculul de proiectare

Fig.4.4:Vedere a dintelui statoric rezultat din calculul de proiectare

Fig.4.5:Infasurarea trifazata ,intr-un strat de pe stator

Fig.4.6:Steaua crestaturii rezultata din proiectare

Dimensionare rotor

Dimensionarea coliviei in scurtcircuit a rotorului

Motoarele asincrone pot avea următoarele tipuri de înfășurări pentru rotor:

-Rotor bobinat;

-Rotor cu colivie în scurtcircuit

Soluția rotorului bobinat a fost necesară pentru a asigura un cuplu de pornire mai mare și funcționarea motorului asincron la turații mult mai mici decât turația sincronă (de exemplu acționarea macaralelor).

În prezent pentru acționările la care sunt necesare turații reglabile, se folosesc motoarele asincrone cu rotorul scurtcircuitat alimentate de la surse de tensiune cu frecventa variabilă. În acest caz energia electrica este obținută prin intermediul unor convertizatoare statice, care modifica frecventa industrial de 50 Hz sau 60 de Hz în frecvente ce pot fi reglate, de exemplu în gama de (5…75)Hz, modificând adecvat și valoarea tensiunii numai motoarelor asincrone cu rotorul în scurtcircuit.

Din considerente tehnologice și de fiabilitate a motorului, colivia rotorului se realizează prin turnare din aluminiu (relativ recent s-au făcut progrese și în obținerea coliviei rotorului prin turnare din cupru).

Rotorul în scurcircuit poate avea simpla colivie sau dubla colivie, fiecare din acestea realizandu-se cu crestături având diferite forme geometrice. Se vor examina trei forme geometrice de baza pentru crestăturile simplei colivii, respective pentru colivia de lucru a dublei colivii. Aceste crestături sunt cele cu geometrie în forma de dreptunghi, de trapez sau în forma de pară.

Pentru reducerea zgomotului și a cuplurilor parazite, se practica înclinarea barelor coliviei rotor în direcția lungitudinala a motorului asincron. Valoarea înclinării barelor coliviei rotorului și deci a crestăturilor acestuia în lungul pachetului de tole, bi2 [mm], se alege apropiata cu cea a pasului crestăturii statorului, t1.

Coeficientul de reducere Ki2 a valorii tensiunii electromotoare induse de barele coliviei rotorului, atunci când acestea sunt înclinate în lungul motorului fata de crestăturile din stator, se determina cu relația :

Tensiunea electromotoare indusă într-o bară a coliviei rotorului, Ue2 [V], va avea valoarea :

Alegerea numărului de crestături din rotor, Z2, se realizeaza ținând seama de numarul de poli, 2p, ai motorului si de numarul de crestături din stator, Z1. In tabelul 4.1 se evidentieaza solutiile practicate pentru numarul crestăturilor din rotor, Z2

Tabelul 4.1

Pasul dentar al rotorului , t2 [mm], se determina similar pasului dentar al statorului la nivelul diametrului interior al statorului.

Curentul din bara coliviei rotorului, Ib [A]

În cazul motoarelor cu dublă colivie, valoarea curentului Ib calculat cu aceasta relație corespunde sumei curentului care circulă prin bara coliviei de pornire și prin cea a coliviei de lucru.

Coeficientul kr depinde de valoarea randamentului ales pentru motorul asincron si se poate aproxima folosind tabelul 4.2:

Tabelul 4.2

Valorile coeficientului Kr sunt deduse pe baza unor determinari experimenntale effectuate pentru motoare asincrone cu diferite valori ale randamentului.

Curentul din inelul de scurtcircuitare al coliviei rotorului, Ii [A]:

Coliviile rotorului fiind turnate, ele vor avea cate un singur inel de scurtcircuitare pe fiecare parte a pachetului de tole rotor, atât în cazul simplei colivii cât și al dublei colivii ( la dubla colivie aceste inele sunt comune pentru ambele colivii de pornire și de lucru).

Prin aceste inele de scurtcircuitare unificate, vă circula curentul Ii. Valoarea lui astfel calculate corespunde atat motoarelor cu simpla colivie cat si celor cu dubla colivie.

Pentru motoarele asincrone în construcție închisă și colivia turnata din aluminiu se recomandă încadrarea valoarii densității de curent din bara coliviei rotorului, Jb [A/mm2] intre limitele (2,5 – 4) [A/mm2].

Jb=3[A/mm2].

Pentru densitatea de curent din inelul de scurcircuitare al coliviei rotor, J1 in coliviile turnate din aluminiu este indicate plasarea valorii in domeniul ( 2 – 3,5) [A/mm2].

J1=3[A/mm2].

Valoarea preliminară a suprafeței secțiunii barei coliviei rotorului. Sb [mm2] se determina cu relația:

În cazul motorului asincron cu dublă colivie, suprafața Sb reprezintă secțiunea barei coliviei de lucru.

Pentru obținerea încadrarea în parametrii de pornire impuși asincron, colivia de pornire are secțiunea barei redusă fată de cea a secțiunii coliviei de lucru cu (0,15 – 0,35) * Sb.

Valoarea preliminară a suprafeței secțiunii inelului de scurtcircuitare, Si [mm2] pentru colivia rotorului se determina folosind:

Așa cum s-a amintit, această valoare corespunde și pentru motoarele asincrone cu dublă colivie la care inelul celor două colivii este comun.

Pentru lățimea istmului crestăturii rotorului bistm2 se recomandă încadrarea în gama (1 – 2)mm.

Valorile mici sunt limitate de considerente tehnologice, iar cele mari de diminuarea scăpărilor de flux și deci de creșterea tensiunii magnetice din întrefier.

bistm2=1mm

Înălțimea istumului crestăturii rotorului histm2 se plasează in domeniul ( 0,8 – 1,5)mm.

histm2=1mm

Valorile mai mari se folosesc atunci când trebuie crescută dispersia câmpului magnetic în scopul micșorării curentului de pornire. Mărirea acestei dispersii influențează însă negative factorul de putere la funcționarea în sarcină a motorului.

Alegerea valorii întrefierului δ [mm] existent intre interiorul pachetul de tole al statorului și exteriorul rotorului se recomandă să se facă, recurgând la una din formulele enumerate mai jos:

δ=0.4mm

Se observă că pe măsură ce numărul de poli creste, pentru a pastra valoarea curentul de magnetizare în limite rezonabile, motorul asincron treuie să aibă un întrefier mai redus intre stator și rotor.

Valoarea recomandată pentru inducția magnetică în dinții rotorului. Bd2 [T] depinde de geometria acestora.

Crestăturile rotorului pentru rotorul cu dublă colivie

Colivia dublă este formată din colivia de pornire și colivia de lucru. Prima determină substanțial parametrii de pornire ai motorului asincron, iar cea de a doua influențează hotărâtor funcționarea în regim stabilizat.

Colivia de pornire ocupă partea superioară a crestăturilor rotorului, iar colivia de lucru partea inferioară a acestora. Cele doua colivii sunt reunite intre ele printr-un istm de legătură. Acest istm este foarte important din punct de vedere magnetic deoarece contribuie la repartiția curentului rotoric intre cele două colivii.

Că și în cazul crestăturilor coliviei simple, în partea superioară există încă un istm spre exteriorul rotorului, spre întrefier.

Istmul superior, are aceleași notații că și în cazul crestăturilor pentru simpla colivie

Lățimea bistm2 si înălțimea histm2 sunt determinate conform celor relatiilor folosite pentru crestaturile coliviilor simple.

histm2=1mm

bistm2=1mm

Lățimea istmului dintre crestătura de pornire și cea de lucru, bistmP-L , [mm] ( Fig. 4.5 si 4.6), cel mai adesea se alege egală cu cea a istmului superior;

bistmP-L≈ bistm2 =1mm

Înălțimea istmului dintre cele doua crestături, histmP-L [mm], influențează foarte mult caracteristicile de funcționare ale motorului și în special pe cele din procesul de pornire. Pentru faza de început a proiectării se recomandă:

histmP-L=(0.25…..0.35)D=(0.25….0.35)*170=(42.5…59.5)mm

urmând că pe baza rezultatelor calculelor, să se definitiveze valoarea înălțimii acestui istm, astfel încât motorul proiectat să respecte parametrii impuși.

Crestaturile rotorului pentru colivia de pornire

Examinând construcțiile actualelor motoare asincrone cu dublă colivie, se constată că pentru colivia de pornire s-a generalizat forma circulară a crestăturii cu barele coliviei de pornire rotunde.

La alunecări foarte mici ale rotorului, deci frecvențe reduse ale curentului din colivia dublă, densitățile de curent Jb2P si Jb2L 1 sunt practic egale.

Se poate nota J2= Jb2P = Jb2L. Pentru aceste densități de curent se recomandă domeniul de valori J2=2…4[A/mm2] dacă colivia este turnată din aluminiu si J2=3…5 [A] in cazul coliviilor din cupru.

J2=3[A/mm2]

Suma suprafețelor crestăturii de pornire, Scr2P , împreună cu cea a crestăturii de lucru, Scr2L este egală cu raportul dintre curentul din rotor și densitatea de curent J2.

Suprafața crestăturii de pornire Scr2P , are valoarea cuprinsă între 16% – 35% din secțiunea totală a barei, Scr2P + Scr2L; deci:

Crestătură de pornire fiind aleasă de formă circulară, diametrul său, dcr2P va fi:

Lățimea dintelui rotor la nivelul centrelor crestăturilor de pornire, bd2p [mm] , se calculează cu suficientă aproximație folosind relația :

Valoarea raportului dintre inducția magnetica în dinte, la nivelul centrelor crestăturilor de pornire ale rotorului Bd2.P și inducția întrefier Bδ, Bd2P /Bδ , stabilita din condiția de conservare a fluxului magnetic pentru lățimea unui pas dentar, este

Pentru calcului inaltimii echivalente a portiunii din dintele rotorului, asociata calcului tensiunii magnetice cu inductia Bd2P , , se recomanda folosirea relatiei:

Înălțimea echivalează din punct de vedere al calcului tensiunii magnetice în dintele rotor, cu porțiunea geometrică având lungimea (histm2 + dcr2P + histmP-L).

Colivia de lucru cu crestături în forma de pară

Din aceleași motive pentru care crestăturile în formă de pară sunt agreate petru coliviile rotor simple, sunt preferate și pentru coliviile de lucru ale dublelor colivii.

Dimensionarea crestăturilor rotor în formă de pară, pentru colivia de lucru

Raza parții circulare superioare a crestăturii coliviei de lucru, Rcr2Lv [mm] (fig.4.5), deci a parții vecine istmului dintre crestătura de pornire și cea de lucru, se determină folosirii relația:

Raza parții circulare a extremității inferioare a crestăturii. Rcr2Lf [mm], deci a bazei crestăturii, este determinate cu relația:

În care apare, deocamdată, și necunoscuta hce2L care este înălțimea dintre centrele semicercurilor cu razele Rcr2Lv și Rcr2Lf.

Crestătură fiind limitata de doua semicercuri și doua drepte ale unui trapez, suprafață Scr2L deja determinate că raport dintre curent și densitatea de curent, permite scrierea relației de determinare geometrică a suprafeței coliviei de lucru:

În relația precedenta, eliminând necunoscuta Rcr2Lf ,se obține ecuația de gradul doi, în care necunoscuta este numai înălțimea dintre centrele celor două raze, hce2L

– Rcr2Lv hce2L + Scr2L – = 0

Pentru simplificare,se folosesc urmatoarele notații in ecuația de gradul doi:

Distanța hce2L dintre centrele razelor Rcr2Lv s Rcr2Lf rezulta cu valoarea data de relatia:

Dimensiunile dintilor rotorului dintre crestaturile coliviei de lucru in forma de para

Pentru cazul in care valorile dimensiunilor crestaturilor destinate coliviei de lucru Rcr2Lv,Rcr2Lf sau hce2L,obtinute prin calcul se rotunjesc sau cand se vor folosi tole dimensionate anterior,este necesara aflarea dimensiunilor dintilor rotor.

In aceasta situatie sunt deja stabilite dimensiunile crestaturilor rotorului cu dubla colivie si cu geometrie in forma de para pentru crestaturile coliviei de lucru:

a)inaltimea istmului de la varful crestaturii de pornire,histm2

b)latimea istmului de la varful crestaturii,dcr2P

c)diametrul crestaturii de pornire,dcr2P

d)inaltimea istmului dintre crestatura de pornire si cea de lucru,histmP-L

e)latimea istmului dintre crestatura de pornire si cea de lucru,bistmP-L

f)raza partii circulare de la partea superioara a crestaturii de lucru,Rcr2Lv

g)distanta dintre centrul razei Rcr2vL si cel al raei Rcr2Lf,hce2L

Fig.4.5 Crestatura rotor pentru dubla colivie(bara circulara pentru colivia de pornire si in forma de para pentru cea de lucru)

Fig.4.6.Configuratia dintelui rotorului,pentru rotorul cu colivie dubla si bara de lucru sub forma de para

Inaltimea totala a dintilor rotorici hd2 [mm]

Latimea dintelui rotoric la nivelul centrului razei,Rcr2Lv,bd2Lv [mm],(fig.4.6)

Raportul dintre inductia magnetica din dinte Bd2Lv la nivelul centrului razei Rcr2Lv si inductia din intrefier Bδ ,Bd2Lv/Bδ ,este dat de relatia:

Latimea dintelui rotoric la nivelul centrului razei Rcr2Lf a bazei crestaturii rotorice, bd2Lf [mm]

Raportul dintre inductia magnetica din dinte la nivelul razei Rcr2f a bazei crestaturii rotorului, Bd2.f,si inductia din intrefier Bδ ,Bd2Lf/Bδ

Latimea dintelui rotoric la nivelul mijlocului crestaturii coliviei de lucru, bd2Lm[mm]

Raportul dintre inductia magnetica in dinte la nivelul mijlocului crestaturii pentru colivia de lucru,Bd2Lm ,si inductia din intrefier Bδ ,Bd2Lm/Bδ

Inaltimea echivalenta,din punct de vedere al teniunii magnetice,pentru portiunea dintilor rotorici dintre doua crestaturi ale coliviei de lucru cu geometrie in forma de para,

Suprafata sectiunii barei coliviei de pornire

Suprafata sectiunii barei avand sectiunea in forma de para

Jugul rotorului

Alegerea diametrului capului de arbore,dcap.ax [mm],se face in functie de puterea nominala a motorului ,Pn.Orientativ aceasta dimensiune se poate alege din Tab.20.1

dcap.ax=42mm

Alegerea preliminara a diametrului arborelui dax [mm] in portiunea pachetului de tole al rotorului

dax=dcap.ax=10….15[mm]=42+10=52mm

Tabel 4.3

Inaltimea maxima a jugului rotoric,hj2max [mm],fig 4.7 ,clarifica relatia de calcul a inaltimii jugului rotoric.

Fig.4.7 Dimensiunile necesare calcului inaltimii jugului rotorului

Alegerea valorii inductiei magnetice admisa in jugul rotorului, Bj2[T] se face in gama,(1.3….1.5)[T]

Bj2=1.4T

Inaltimea minima hj2min [mm] pe care din considerente magnetice o poate avea jugul rotoric

Valorile posibile ale diametrelor dgv[mm] pentru eventualele gauri de ventilatie care se pot practica in jugul rotorului

Daca pentru diametrul gaurilor de ventilatie rezulta o valoare mai mica de (12…15)[mm] se renunta la acestea,deoarece in aceasta situatie ele nu mai racesc eficient rotorul

Inaltimea jugului rotoric,hj2,fara a considera eventualele gauri de ventilatie

Din punct de vedere al calcului circuitului magnetic,inaltimea jugului magnetic este diferita de inaltimea geometrica a acestuia.Spectrul liniilor de camp magnetic intalneste zone de strangulare in prezenta gaurilor de ventilatie,alternand cu zone fara gauri de ventilatie.Datorita alunecarii mici intre rotor si campul magnetic invartitor statoric,frecventa de magnetizare din rotor este mica si deci liniile campului magnetic patrund si printr-o portiune a arborelui.Tinand cont de toate acestea,se recomanda introducerea marimii ce poate fi denumita inaltime echivalenta din punct de vedere magnetic pentru care distributia liniilor de camp este uniforma ,marime ce e calculeaza cu relatia:

Reprezentarea grafica a rotorului rezultat din proiectare

Fig 4.x Reprezentare grafica a rotorului rezultat din proiectare

Fig. 4.x Reprezentare grafica a crestaturii rotorice rezultata din proiectare

Fig.4.x Reprezenare grafica a dintelui rotoric rezultat din proiectare

Calculul rezistentei bobinajului statoric

Dimensiunea, Δliz.cr1[mm],a iesirii izolatiilor de crestatura,de fiecare parte a pachetului de tole statorice,se alege in functie de dimensiunile motorului si tensiunea de alimentare a ascestuia,tinand cont de recomandarile din urmatorul tabel:

Tabelul 4.4

Δliz.cr1=9mm

Lungimea iesirii drepte a conductoarelor din crestaturile statorului,Δlcond[mm],de fiecare parte a pachetului de tole,se stabileste folosind relatia:

Factorul de umplere,fu.cb , al unei sectiuni longitudinale prin capul de bobina al statorului,se recomanda a fi considerat in domeniul fu.cb=(0.4….0.45)

Fig.4.8 Figura explicativa privind geometria capului de bobina din statorul motorului

fu.cb=0.4

Aria sectiunii longitudinale prin capul de bobina,Acb

Dimensiunea radiala hcb [mm] a capului de bobina

Fig.4.9 Cotele capului de bobina statoric

Dimensiunea axiala a unui cap de bobina , Lax.cb ,in directia longitudinala a motorului:

Deschiderea capului de bobina, τcb , masurata pe circumferinta mediana a capului de bobina

Lungimea unui conductor de bobinaj la unul din capetele de bobina,lcond.cb

Lungimea unei spire a bobinajului din stator ,lsp.1

Valoarea rezistivitatii electrice a cuprului, ρ1 [Ωmm2/m],materialul din care este realizat conductorul folosit pentru bobinajul statorului depinde si de temperatura la care se gaseste bobinajul

Tabelul 4.5

ρ1=0.0245[Ωmm2/m]

Rezistenta electrica a unei faze a bobinajului statorului ,R1[Ω] se calculeaza cu relatia:

Valoarea relativa a rezistentei unei faze a statorului,r1[%] , se foloseste pentru a putea compara intre ele motoare cu puteri diferite.

Parametrii statorului

Permeanta specifica a crestaturii statorului avand geometrie in forma de para

Permeanta specifica a crestaturii statorice,cu geometrie in forma de para, pentru cazul bobinajului intr-un singur strat,λ1q

Permeanta specifica diferentiala a statorului

Limitarea valorii permeantei specifice diferentiale a statorului,λd1,se poate obtine folosind o valoare mai mare pentru intrefier,cu dezavantajul ca aceasta va conduce la un curent de magnetizare mai important.O valoare redusa a acestei permeante se poate obtine si folosind un numar mai mare de crestaturi in stator.

Permeanta specifica a capetelor de bobina

Reactanta de scapari a bobinajului statorului

Valoarea relativa a reactantei de scapari(dispersie) pentru o faza a statorului, x σ1,in unitati relative,permite compararea intre ele a motoarelor cu puteri diferite

Calculul curentului de magnetizare

Tensiunea electromotoare ,Ue, indusa intr-o faza a bobinajului statorului defineste valoarea solicitarilor campului magnetic din motorul asincron.

Coeficientul lui Carter ,Kc,este coeficientul care tine seama de perturbatia distributiei liniilor campului magnetic din intrefierul masinii,datorita prezentei crestaturilor celor doua armaturi si se determina cu relatia:

Tensiunea magnetica in intrefierul motorului,2Vδ [A]

=4π10-7

Parametrii rotorului

Factorul de raportare al infasurarii rotorice la cel al statorului,K

Rezistivitatea electrica a materialului din care este realizata colivia rotorului, ρ 2

ρ 2=1/19[Ωmm2/m] pentru aluminiu

Inaltimea inelului de scurtcircuitare al coliviei rotorului,hi.sk [mm]

Latimea inelului de scurtcircuitare al coiviei rotorului,bi.sk [mm]

Valoarea finala a suprafetei sectiunii inelului de scurtcircuitare, Si.sk[mm2]

Diametrul mediu al inelului de scurtcircuitare al coliviei rotorului,Di.sk [mm]

Valoarea raportata a rezistentei electrice a unei parti din inelele de scurtcircuitare care “corespunde” rezistentei unei bare a coliviei ,R`b , astfel incat sa rezulte rezistenta electrica a unei faze a rotorului R`i.sk [Ω]

Permeanta specifica corespunzatoare istmului superior al crestaturii rotorului,

λcr2-istm

Valoarea raportata a reactantei corespunzatoare fluxului de scapari(dispersie) prin istmul de la varful crestaturii rotorului,X`σ2-istm

Permeanta specifica diferentiala a coliviei rotorului,λd2

Valoarea reactantei de scapari(dispersie) diferentiala a rotorului,raportata la bobinajul statorului, X`σ2.d[Ω]

Permeanta specifica a inelului de scurtcircuitare, λf2

Valoarea raportata a reactantei de scapari a partii frontale a rotorului, X`σ2.f [Ω]

Verificarea inducției magnetice aparente maxime la baza dintelui:

Parametrii rotorului specifici dublei colivii

Valoarea raportata a rezistentei electrice pentru fiecare bara a coliviei de pornire din dubla colivie R’b-P[Ω].

Valoarea raportata a rezistentei electrice pentru fiecare bara a coliviei de lucru din cadru coliviei duble R’b-L [Ω].

Permeanta specifica crestaturii de pornire cu forma circulara,pentru colivia dubla colivie se poate considera

λcr2-P=0.666.

Sunt autori care indica valorile : λcr2-P=0.624……0.627

Valoarea raportata a reactantei corespunzatoare fluxului de dispersie dintr-o crestatura de pornire a dublei colivii,X’ σ.cr2-P [Ω].Fluxul de dispersie este produs de curentul care strabate colivia de pornire.

Valoarea permeantei specifice a crestaturii de lucru pentru dubla colivie din rotor, λcr2-L depinde de forma crestaturii ,pentru crestatura de lucru a dublei colivii cu forma de para(fig.4.5)

Valoarea raportata a reactantei corespunzatoare fluxului de dispersie de propriul curent dintr-o crestatura de lucru a dublei colivii, X’ σ.cr2-L [Ω].

Valoarea permeantei mutuale dintre crestatura de pornire si cea de lucru pentru rotorul cu dubla colivie,in cazul in care crestatura de pornire are forma circulara,.

Valoarea raportata a reactantei mutuale dintre crestatura de pornire si cea de lucru, [Ω].

Alunecarea s dintre viteza de rotatie a fundamentalei campului magnetic invartitor generat de sistemul trifazat simetric al curentilor din stator si viteza de rotatie a rotorului,influenteaza atat valoarea rezistentei echivalente a dublei colivii cat si valoarea reactantei echivalente de dispersie.

Relatia de definitie a alunecarii este ,in care turatia campului magnetic invartitor se calculeaza folosind relatia n1=60 f/p=1500 rot/min.

Valoarea raportata a rezistentei echivalente a unei perechi de bare(pornire si lucru)a dublei colivii,R’b-E

Trebuie remarcat faptul ca in relatia de calcul a rezistentei echivalente R’b-E intervin si valorile reactantelor,ca urmare a faptului ca acestea contribuie la divizarea curentului rotoric intre barele coliviei de pornire si cele ale coliviei de lucru.

Pentru simplificarea calcului,este indicata efectuarea unor calcule partiale in relatia anterioara.In continuare este prezentata propunerea pentru aceste relatii partiale de calcul care introduc marimile fictive [RRR],[RXX],[RR],[XX] pentru diferitele grupari de termeni din relatia anterioara(paragraf)

[RRR]=R’b-pR’b-L(R’b-P+R’b-L)=28.22*54.81(28.22+54.81)=128425.672

[RXX]=R’b-P()2+R’b-L()2=28.22(1.48-0.83)2+54.81(0.7-0.83)2=12.84

[RR]=(R’b-P+R’b-L)2=(28.22+54.81)2=6893.98

[XX]= ()2=(0.7+1.48-0.83)2=1.82

Recurgand la aceste notatii si calcule intermediare enuntate,rezulta pentru rezistenta echivalenta R’b-E a barelor dublei colivii,o relatie mai simpla dependenta de valoarea alunecarii rotorului.

Valoarea raportata a rezistentei rotorului R’2 , pentru motorul cu dubla colivie,tinand seama si de contributia inelelor de scurtcircuitare de la cele doua extremitati ale coliviilor

R’2=R’b-E+R’i.sk=18.62+0.4=19.02

Valoarea raportata a reactantei echivalente a unei perechi de bare (pornire si lucru) a dublei colivii,X’b-E

Ca si in cazul calcului rezistentei echivalente a unei perechi de bare,pentru simplificarea calculului,este indicata folosirea unor calcule partiale din relatia anterioara.In acest scop se introduc urmatoarele marimi intermediare de calcul

[RRX]=R`2b-P+R’2b-L+2R’b-PR’b-L=

=28.22*28.22*1.48+54.81*54.81*0.7+2*28.22*54.81*0.83

=1178.62+2102.89+2567.58=5849

[XXX]==(0.7*1.48-0.83*0.83)(0.7*1.48-2*0.83)= -0.216

Folosind marimile intermediare de calcul,valoarea raportata a reactantei echivalente a unei perechi de bare ,X’b-E este:

Valoarea raportata a reactantei de dispersie a rotorului,X’ σ2 este:

X’ σ2=X`b-E+X’σ.istm2+X’σ.d3+X’σ.f2=0.84+1.058+4.02+3.06=8.97Ω

Capitolul 5: ANALIZA MOTORULUI PROIECTAT UTILIZAND METODA ELEMENTULUI FINIT

Pentru a putea analiza masina electrica proiectata si anume motorul cu rotorul cu dubla colivie s-a utilizat programul Altair Flux 2D pentru a realiza o analiza de camp si pentru a incerca sa optimizez rezultatul proiectarii.

Pentru a fi realizata structura motorului in acest program a fost necesar sa se urmeze cativa pasi ,si anume:

1.Definirea unor anumiti parametri pentru a putea sa se realizeze structura geometrica a statorului ,respectiv a rotorului .Acesti parametrii definiti ne v-a ajuta ulterior la modificarea structurii create in acest program mult mai usor:

Parametrii stator:

AS-deschiderea crestaturii

BAZA_DINTE_STATOR-dimensiunea bazei dintelui statoric

BD_S-latime dinte stator

DES-diametru exterior statoric

DIS-diametru interior statoric

HC_S-inaltime crestatura statorica

LC_S_MAX-latimea maxima a crestaturii statorice

LS_S_MIN-latimea minima a crestaturii statorice

UNGHI_RACORDARE_MARE-unghiul de racordare mare,al crestaturii statorice

UNGHI_RACORDARE_MIC- unghiul de racordare mic,al crestaturii statorice

Parametrii rotor:

AR-deschidere crestatura rotorica

B_MARE_L- latimea mare a barei de lucru de tip para

B_MICA_L- latimea mica a barei de lucru de tip para

BR_P_L- latimea crestaturii dintre barele rotorice

D_ROTOR-diametrul rotorului

DIAM_BARA_P-diametrul barei de pornire

HCR2_BL_PARA- inaltimea dintre razele cresturii de tip para a barei de lucru

HCR_B_L- inaltimea crestaturii barei de lucru

HR_P_L- inaltimea crestaturii dintre bara de lucru si cea de pornire

RCRF- raza in partea inferioara a crestaturii barei de lucru

RCRV- raza crestaturii in varful barei de lucru

Alti parametrii:

INTR-dimensiunea intrefierului

D_AX-diametrul axului

HJ2-diametrul jugului rotoric

2.Cu ajutorul punctelor,segmentelor si dimensiunile parametrilor mentionati anterior s-a realizat structura motorului proiectat anterior.

Realizarea statorului utilizand parametrii,puncte si segmente:

Fig 5.1 Structura statorului exportat din programul Altair Flux 2D

Realizarea rotorului utilizand parametrii,puncte si segmente:

Fig.5.2 Structura rotorului si a axului exportat din programul Altair Flux 2D

Fig.5.3 Structura complata exportata din programul de simulare

3.Pentru fiecare parte a masinii trebuie alocate diferite fete pentru ca apoi sa le putem adauga caracteristicile materialelor din care este realizata structura

Fig.5.4. Fetele alocate fiecarei regiuni din masina electrica

Fiecare subansamblu din masina are o anumita proprietate ,fetele au fost diferentiate prin marcaje diferite,si anume:

Pentru stator:

Cu culoarea turcoaz este marcat jugul magnetic al statorului alcatuit din m330-35A.

In crestaturile marcate cu culoarea rosu sunt plasate conductoarele de ducere ,respectiv de intoarcere a fazei „A”,acestea fiind conductoare circulare din cupru.

In crestaturile marcate cu culoarea galben sunt plasate conductoarele de ducere ,respectiv de intoarcere a fazei „B”,acestea fiind conductoare circulare din cupru.

In crestaturile marcate cu culoarea verde sunt plasate conductoarele de ducere ,respectiv de intoarcere a fazei „C”,acestea fiind conductoare circulare din cupru.

Pentru rotor:

Cu albastru inchis este marcat jugul magnetic al rotorului alcatuit din m330-35A.

Crestaturile marcate cu culoarea rosu reprezinta barele de pornire care sunt alcatuite din bare de cupru scurtcircuitate la ambele capete cu ajutorul unor inele de scurtcircuitare.

Crestaturile marcate cu culoarea galben reprezinta barele de lucru care sunt alcatuite din bare de Aluminiu,turnat prin diferite metode, scurtcircuitate la ambele capete cu ajutorul unor inele de scurtcircuitare.

Regiunile marcate cu culoarea verde reprezinta istmurile dintre barele de lucru si cele de pornire si sunt considerate a fi aer.

Regiunile marcate cu negru reprezinta istmurile dintre barele de lucru si cele de pornire si sunt considerate a fi aer.

Regiunile marcate cu alb reprezinta intrefierul.

4.Pentru fiecare fata s-a stabilit anumite proprietati mecanice,si anume:

Pentru stator s-a stabilit ca fiind partea ce sta,

Pentru partea de rotor fiind cea in miscare si cu conditia;momentul de inertie J=0.07 kg*m2

Intrefierul s-a considerat ca fiind compresibil,adica isi modifica forma in functie de rotatia rotorului

Pentru ax s-a impus o rotatie dupa axa de simetrie a rotorului

5.Pentru a putea realiza diferite simulari pe structura creeata a mai fost necesara introducerea unui mediu in care sa fie plasata structura si sa generam punctele de calcul a metodei elementului finit,mediul s-a considerat ca fiind aerul.Astfel structura finala avand reprezentarea ca in fig.5.5.

Fig.5.5 Reprezentare a structurii create cu punctele de calcul

La fiecare intersectie a liniilor din fig.5.5 se v-a realiza cate un calcul si v-a rezulta o anumita valoare a parametrilor masinii.

Cu negru s-a marcat mediul in care este simulata masina.

6.S-au creeat diferite scenarii de simulare pentru a putea pune bazele unor rezultate finale acestea scenarii contin:

Timpul de simulare

Numarul de pasi in care se realizeaza calculul metodei elementului finit

Paramatrii care depind de simulare,etc.

Capitolul 6: Rezultatele obtinute utilizand metoda elementului finit

Pentru mersul in gol a motorului asincron trifazat cu dubla colivie ,proiectat, s-au extras urmatorii parametrii ,avand urmatoarele forme:

Curenti de faza:

Fig.6.1 Reprezentarea curentilor de faza la pornirea in gol

Turatia:

Fig.6.2 Reprezentarea turatiei la pornirea in gol

Cuplul electromagnetic:

Fig.6.3 Reprezentarea cuplului electromagnetic la pornirea in gol

Curba inductiei in intrefier:

Fig.6.4 Reprezentarea curbei inductiei in intrefier la pornirea in gol

Harta spectrala a inductiei:

Fig.6.5 Harta spectrala a inductiei la pornirea in gol

Traseul liniilor de camp:

Fig.6.6: Traseul liniilor din camp prin miezul feromagnetic la pornirea in gol

Pentru pornirea in sarcina ,incarcat cu sarcina M2=80Nm, a motorului asincron trifazat cu dubla colivie ,proiectat, s-au extras urmatorii parametrii ,avand urmatoarele forme:

Curenti de faza:

Fig.6.6 Reprezentarea curentilor de faza la pornirea in sarcina

Turatia:

Cuplul electromagnetic:

Fig.6.6 Reprezentarea cuplului electromagnetic la pornirea in sarcina

Curba inductiei in intrefier:

Fig.6.6 Reprezentarea curbei inductiei in intrefier la pornirea in sarcina

Harta spectrala a inductiei:

Fig.6.5 Harta spectrala a inductiei la pornirea in sarcina 80Nm

Traseul liniilor de camp:

Fig.6.5 Traseul liniilor de camp la pornirea in sarcina 80Nm

Capitolul 7: Concluzii finale

Capitolul 8: Direcții de cercetare pentru continuarea studiilor de master

Privind în viitor către continuarea studiilor de master ,mă gândesc să aplic pentru studiile facultății de masterat al facultății Inginerie Electrică,Energetică și Informatică Aplicată ,din cadrul universității Gheorghe Asachi,din Iași.Ca și profile,mi-au atras atenția următoarele profile:

Primul profil care mi-a atras atenția este profilul Sisteme Electrice Avansate,la care m-am gândit deja și am și început foarte puțin să realizez ,pentru lucrarea de finalizare a studiilor ,un program de calcul automat pentru mașina de inducție trifazată,program în care să se introducă câțiva parametri, cum ar fi :putere nominala,conexiune,turație nominală,tipul crestăturii statorului,tipul rotorului,și să rezulte toți parametrii mașinii ,chiar și calculul termic ,dimensionarea carcasei ,a aripioarelor de răcire,etc. Că ulterior să fie facilă introducerea lor mai ușoară în programul de calcul de câmp Altair Flux 2D și simularea mașinii proiectate,sau o alta directie de cercetare ar fi continuarea lucrarii incepute care a constituit lucrarea de licenta,si anume sa optimizez masina proiectata pentru a o putea folosi la performante maxime.

Al doilea profil ce mi-a atras atenția este profilul Managementul sistemelor de energie,mi-a atras atenția deoarece doresc să-mi deschid și mai mult orizontul cunoașterii în domeniul electric,am început cu liceu tehnic cu domeniul electronic,am continuat cu licență în domeniul ingineriei electrice și să am masterul pe domeniul ingineriei energetice.

BIBLIOGRAFIE

1. Arkkio, A. (1987) Analysis of Induction Motors Based on the Numerical Solution of the Magnetic Field and Circuit Equations, Dissertation, Electrical Engineering Series No. 59. Acta Polytechnica Scandinavica, Helsinki University of Technology. Disponibil pe http://lib.tkk.fi/Diss/198X/isbn951226076X/.

2. Carpenter, C.J. (1959) Surface integral methods of calculating forces on magnetised iron parts, IEE Monographs,342, 19–28.

3. Johnk, C.T.A. (1975) Engineering Electromagnetic Fields and Waves, John Wiley &Sons, Inc., New York.

4. Sadowski, N., Lefevre, Y., Lajoie-Mazenc, M. and Cros, J. (1992) Finite element torque calculation in electrical machines while considering the movement. IEEE Transactions on Magnetics, 28 (2), 1410–13.

5. Sihvola, A. and Lindell, I. (2004) Electromagnetic Field Theory 2: Dynamic Fields (Sahk¨ omagneettinen kentt ¨ ateoria. ¨2. dynaamiset kentat) ¨ , Otatieto, Helsinki.

6. Silvester, P. and Ferrari, R.L. (1988) Finite Elements for Electrical Engineers, 2nd edn, Cambridge University Press,Cambridge.

7. Ulaby, F.T. (2001) Fundamentals of Applied Electromagnetics, Prentice Hall, Upper Saddle River, NJ.

8. Vogt, K. (1996) Design of Electrical Machines (Berechnung elektrischer Maschinen), Wiley-VCH Verlag GmbH,Weinheim.

9. Juha Pyrhönen; Tapani Jokinen; Valeria Hrabovcová(2014) Design of rotating electrical machines, Wiley, Chichester, West Sussex, United Kingdom

10. R. J. Kerkman, G. L. Skibinski, D. W. Schlegel, A.C. drives; Year 2000 and Beyond, Record of IEEE – APEC ’99,March, 1999.

11. P. Gipe, Wind Energy Comes of Age, Wiley & Sons Inc., New York, 1995.

12. H. Sequenz, The Windings of Electric Machines, Vol. 3: A.C. Machines, Springer Verlag, Vienna, 1950

13. R. Richter, Electric Machines, Vol.4, Induction Machines, Verlag Birkhauser, Bassel/Stuttgart, 1954

14. Ph. Alger, The Nature of Induction Machines, 2nd ed., Gordon & Breach, New York, 1970.

15. C. Veinott, Theory and Design of Small Induction Motors, McGraw-Hill, New York, 1959.

16. J. Stepina, Single-Phase Induction Motors, Springer Verlag, Berlin, 1981

17. B. Heller and V. Hamata, Harmonic Field Effects in Induction Machines, Elsevier Scientific Publ. Corp., Amsterdam,1977.

18. E. Laithwaite, Induction Machines for Special Purposes, Newness, London, 1966.

19. I. Boldea and S. A. Nasar, Linear Motion Electromagnetic Systems, Wiley Interscience, New York, 1985.

20. EURODEEM de Comisia Europeana pe Internet: http://iamest.jrc.it/projects/eem/eurodeem.htm

21. I. Boldea and S. A. Nasar, Linear Motion Electromagnetic Devices, Taylor and Francis, New York, 2001.

22. I. Boldea, Electric Generators, Part 2, Variable Speed Generators, CRC Press, Taylor and Francis, New York, 2005.

23. M. Ehsani, Y. Gao, S. E. Gay, A. Emadi, Modern Electric, Hybrid Electric, and Fuel Cell Vehicles, CRC Press,Taylor and Francis, New York, 2004.

24. I. Boldea and S. A. Nasar, Linear Motion Electric Machines, J. Wiley Interscience, New York, 1976.

25. I. Boldea and S. A. Nasar, Linear Motion Electromagnetic Systems, Wiley Interscience, New York, 1985, Chapter 5.

26. M. Schwartz, Principles of Electrodynamics, Dower Publ. Inc, New York, 1972, pp.180.

27. D. C. White, H. H. Woodson, Electromechanical Energy Conversion, John Wiley and Sons Inc, London, 1959.

28. R. Kimmich, M. Doppelbauer, D. T. Peters, J. G. Cowie, and E. F. Brush, Jr., Die-cast Copper Rotor Motor via Simple Substitution and Motor Redesign for Copper, Record of ICEM-2006, Ref. No. 358.

29. Ion Boldea, Syed A. Nasar, The Induction Machines Design Handbook, Second Edition (Electric Power Engineering Series), Taylor and Francis,2009

30. C.Bala,Proiectarea mașinilor electrice,Editura Didactică și Pedagogică, București,1967

31. C.Bala, Mașini electrice,Teorie și încercări, Editura Didactică și Pedagogică, București,1979

32. I.S.Gheorghiu,Al.Fransua,Tratat de mașini electrice,vol.III, Editura Didactică și Pedagogică, București,1971

33. N.V. Vinogradov,F.A.Gorianov,P.S.Serghiev,Proiectarea mașinilor electrice,Editura Energetică de Stat,1953

34. R.Răduleț,Bazele electrotehnicii-Probleme I, Editura Didactică și Pedagogică, București

35. R.Richter,Mașini electrice vol.I,Editura Tehnică,București,1958

36. R.Richter,Mașini electrice vol.IV,Editura Tehnică,București,1960

37. M.Liwischitz,Die Elektrischen Machinen,1931 Lepzig und Berlin Verlag und Druck von B.G.Teubner

38. A.E.Alexeev, Construcția mașinilor electrice,Editura Tehnică,1951

39. E.Nicolaescu, Considerații privind proiectarea motorului asincron,Simpozionul de mașini electrice,SME`11,București 2011

40. E.Nicolaescu, Considerații privind calculul de încălzire al motoarelor asincrone închise,Simpozionul de mașini electrice,ȘME`12,București 2012

41. Alina Machedon,Eugeniu Niculescu, Calculul și proiectarea asistată de calculator pentru motorul asincron trifazat,Matrix ROM,Bucuresti ,2013

42. I.Cioc,C.Nică,Proiectarea mașinilor electrice,Editura Didactică și Pedagogică, București 1994