silniki komutatorowe wzbudzane magnesami trwałymi

Nr 58
Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych
Politechniki Wrocławskiej
Nr 58
Studia i Materiały
Nr 25
2005
maszyny elektryczne, prąd stały,
magnesy trwałe, obliczenia, badania
Ignacy DUDZIKOWSKI *
F
SILNIKI KOMUTATOROWE
WZBUDZANE MAGNESAMI TRWAŁYMI
Omówiono wyniki prac badawczych zrealizowanych w Instytucie Maszyn, Napędów i Pomiarów
Elektrycznych w zakresie silników komutatorowych wzbudzanych magnesami trwałymi. Zamieszczono analizę: struktur obwodów magnetycznych, odporności na odmagnesowanie, optymalizacji,
zasilania z prostowników sterowanych i przekształtników impulsowych, rozruszników samochodowych oraz analizę polowo-obwodową zjawisk elektromagnetycznych. Omówiono wyniki prac dla
przemysłu.
1. WPROWADZENIE
Maszyny elektryczne o magnesach trwałych mają długą historię rozwoju. Pierwsze
maszyny elektryczne produkowane w XIX wieku były wzbudzane magnesami trwałymi. Jako magnesy stosowano stale węglowe. Niskie parametry magnetyczne magnesów były przyczyną tego, że po okresie około 40 lat rozwoju ich moc nie przekraczała
kilku kW. Zastosowanie wzbudzania elektromagnetycznego (H. Wilde, S. Hirot,
W. Siemens) umożliwiło zdecydowaną poprawę parametrów i wzrost mocy maszyn
elektrycznych. Stagnacja w rozwoju maszyn o magnesach trwałych trwała do lat trzydziestych XX wieku, kiedy to zostały opracowane magnesy Al-Ni-Co (T. Mishima,
1932). Wówczas maszyny magnetoelektryczne stały się konkurencyjne w stosunku do
maszyn o wzbudzeniu elektromagnetycznym, a rozpowszechniły się po zastosowaniu
magnesów ferrytowych.
Głównymi zaletami maszyn magnetoelektrycznych są: większa sprawność, prostsza konstrukcja i technologia, mniejsze zużycie materiałów, niższe koszty produkcji
i eksploatacji.
__________
*
Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, 50-372 Wrocław,
ul. Smoluchowskiego 19, [email protected] .
HU
UH
Około 40% światowej produkcji magnesów przeznaczone jest do wzbudzania maszyn elektrycznych, z czego 70% do maszyn stosowanych w pojazdach mechanicznych, głównie samochodach. Uwzględniając, że roczna światowa produkcja samochodów wynosi około 70 mln. sztuk, a współczesny samochód wyposażony jest
przeciętnie w 35 silników elektrycznych, daje to ponad 2 miliardy maszyn rocznie.
Na drugim miejscu pod względem stosowania maszyn o magnesach trwałych jest
szeroko rozumiany przemysł produkujący sprzęt gospodarstwa domowego. Kolejne
miejsce zajmuje przemysł komputerowy. Produkcja samych napędów dysków twardych jest na poziomie około 300 mln. sztuk rocznie.
Stosowane w maszynach elektrycznych magnesy trwałe można podzielić na 4 grupy: ferrytowe, Al-Ni-Co, Sm-Co oraz Nd-Fe-B. Udział wagowy poszczególnych grup
w rynku światowym wynosi: ferryty około 95%, Nd-Fe-B - ok. 3%, pozostałe magnesy ok. 2%. Pomimo upływu około 50 lat od pojawienia się na rynku magnesów ferrytowych i opracowania w tym czasie wielu nowych materiałów magnesy ferrytowe
odgrywają nadal dominującą rolę. Wynika to z około 10 razy niższej ceny jednostki
energii magnetycznej (w porównaniu z magnesami Nd-Fe-B) oraz dosyć dobrej odporności na odmagnesowanie.
Rola magnesów Al-Ni-Co zmniejsza się wraz z rozwojem produkcji magnesów
Nd-Fe-B. Zmniejsza się również rola magnesów Sm-Co, gdyż magnesy Nd-Fe-B są
znacznie tańsze i mają większą energię właściwą.
Prace badawcze dotyczące maszyn o magnesach trwałych w Instytucie Maszyn,
Napędów i Pomiarów Elektrycznych (ówczesny Instytut Układów Elektromaszynowych) rozpoczęły się w 1968r. opracowaniem serii silników dla motoryzacji [33].
Produkcję tych silników uruchomiły Zakłady Elektrotechniki Motoryzacyjnej
w Dusznikach Zdroju. Było to pierwsze uruchomienie produkcji wielkoseryjnej silników magnetoelektrycznych w Polsce.
Od tego czasu prace dotyczące komutatorowych maszyn magnetoelektrycznych są
realizowane w Instytucie w sposób ciągły. Chronologicznie ich zakres obejmował:
•
teorię, projektowanie i badanie silników dwubiegowych [2],
•
silniki bezżłobkowe zasilane z prostowników [3],
•
analizę i badania eksperymentalne zjawiska oddziaływania twornika w silnikach o różnym rozwiązaniu obwodu magnetycznego [1, 9],
•
analizę wpływu rodzaju magnesów oraz struktury obwodu magnetycznego na
parametry maszyn [1, 4],
•
opracowanie metody i urządzenia do badania pola magnetycznego oraz wykonanie takich badań [8, 9],
•
opracowanie metody wyznaczania odporności na odmagnesowanie maszyn
o różnym rozwiązaniu obwodu magnetycznego [1, 10, 13, 14, 17],
•
opracowanie algorytmów i programów do komputerowo wspomaganego projektowania
komutatorowych
silników
magnetoelektrycznych
z uwzględnieniem obliczeń cieplnych [1, 19],
opracowanie algorytmu i programu do optymalizacji silników [18],
opracowanie modelu matematycznego, algorytmu i programu do obliczania
przebiegów czasowych oraz charakterystyk elektromechanicznych silników
zasilanych z prostowników sterowanych [15, 16],
•
opracowanie modelu matematycznego, algorytmu i programu do obliczania
przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie:
sieć zasilająca - przekształtnik impulsowy - silnik magnetoelektryczny [5, 20,
24, 26],
•
analizę wpływu parametrów przekształtnika impulsowego (częstotliwości modulacji, pojemności filtra, współczynnika wypełnienia impulsów) na parametry elektromechaniczne silnika [24, 26],
•
opracowanie modelu matematycznego, algorytmu i programu do obliczania
przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie:
akumulator - rozrusznik o magnesach trwałych - silnik spalinowy [23, 37].
Aktualnie realizowane prace koncentrują się na dwu i trójwymiarowej polowoobwodowej analizie zjawisk elektromagnetycznych w ustalonych i dynamicznych
stanach pracy silników oraz na badaniach eksperymentalnych stanów dynamicznych
[6, 7, 21, 22, 25].
•
•
2. CHARAKTERYSTYCZNE STRUKTURY OBWODÓW MAGNETYCZNYCH
MAGNETOELEKTRYCZNYCH SILNIKÓW PRĄDU STAŁEGO
Na rysunku 1 zamieszczono charakterystyczne rozwiązania obwodów magnetycznych silników komutatorowych. Najbardziej rozpowszechniona jest struktura
z rys. 1a. Rozwiązania z rys. 1b...1e charakteryzują się zwiększoną odpornością na
odmagnesowanie. Struktura z rys. 1e chroni magnesy przed odmagnesowaniem oraz
umożliwia zwiększenie wartości momentu przypadającego na jednostkę masy. Nadaje
się do magnesów typu Al.-Ni-Co. Rozwiązania z koncentratorami strumienia (rys. 1e)
umożliwiają zwiększenie wartości indukcji w szczelinie, zmniejszenie średnicy
i zmniejszenie momentu bezwładności wirnika. Silniki bezżłobkowe (kubkowy rys. 1g i tarczowy – rys. 1h), charakteryzują się bardzo małą elektromechaniczną
i elektromagnetyczną stałą czasową i bardzo dobrą jakością komutacji. Stosowane są
w automatyce jako szybkoreagujące silniki wykonawcze.
Rys. 1. Szkice charakterystycznych rozwiązań obwodów magnetycznych silników komutatorowych:
a) z magnesami segmentowymi, b) z magnesami dwuczęściowymi, c) z jarzmem o zwiększonej reluktancji dla strumienia oddziaływania twornika, d) z nabiegunnikami, e) z magnesami usytuowanymi prostopadle do kierunku promieniowego, f) z koncentratorami strumienia, g) z wirnikiem kubkowym,
h) z wirnikiem tarczowym
Fig. 1. Sketches of typical magnetic circuit designs for commutator motors with: a) segment magnets,
b) two-part magnets, c) yoke with increased reluctance for armature reaction flux, d) pole shoes, e) magnets situated perpendicular to radial direction, f) flux concentrators, g) cup rotor, h) disk rotor
3. BADANIA ODPORNOŚCI NA ODMAGNESOWANIE
Niebezpieczeństwo odmagnesowania magnesów jest jedną z głównych barier, które należy uwzględnić w procesie projektowania i eksploatacji maszyn magnetoelektrycznych. Dla istniejącej maszyny problem sprowadza się do wyznaczenia dopuszczalnej wartości prądu twornika, która nie spowoduje trwałego zmniejszenia
strumienia, lub do wyznaczenia wartości strumienia po dowolnych przeciążeniach
prądowych. Skutki odmagnesowującego działania przepływu twornika zależą od wymiarów i parametrów magnesów, wymiarów i właściwości magnetycznych materiałów zewnętrznego obwodu magnesów, liczby prętów uzwojenia i skrótu uzwojenia
twornika oraz od temperatury i wartości prądu twornika [1, 10, 13, 17].
Dostępne programy do analizy pola elektromagnetycznego umożliwiają wyznaczenie rozkładu pola i wartości strumienia magnetycznego w maszynie o dowolnej zadanej wartości prądu twornika, ale nie umożliwiają wyznaczenia wartości strumienia po
zaniku odmagnesowującego przeciążenia prądowego. Lukę tą wypełnia opracowana
metoda, algorytm i program do wyznaczania wartości strumienia po dowolnych przeciążeniach prądowych. Przedstawiono ją w pracach [1, 10, 13, 14, 17].
Strumień magnetyczny i odporność na odmagnesowanie zależą od temperatury
magnesów, a parametry ruchowe również od temperatury uzwojenia twornika. Temperatura magnesów i temperatura uzwojenia zależą z kolei od temperatury otoczenia
i wartości strat mocy w maszynie. Temperatura otoczenia może zmieniać się w szerokich granicach. Przykładowo dla rozruszników samochodowych zawiera się w przedziale (-40)...150ºC. W podobnym przedziale może zmieniać się temperatura magnesów. Wraz ze zmianą temperatury zmieniają się parametry magnesów, wartość
strumienia i odporność na odmagnesowanie. Dlatego w procedurę obliczeń elektromagnetycznych silników włączono algorytm obliczeń cieplnych.
Algorytm oraz wyniki obliczeń cieplnych zamieszczono w pracy [19].
Na rys. 3 zamieszczono charakterystyki określające wartość strumienia po zaniku
prądu o różnych wartościach w maszynie z magnesami o różnej wysokości, a na rys. 2
w różnych temperaturach pracy magnesów. Rys. 2 i 3 dotyczą opracowanego rozrusznika samochodowego, o prądzie znamionowym In=550A i prądzie zwarcia Iz=1050A,
wzbudzanego magnesami ferrytowymi [39].
Rys. 2. Charakterystyki określające wartość strumienia magnetycznego po zaniku prądu o różnej
wartości w różnych temperaturach ϑ :
1 - (-40)°C, 2 - (-20)°C, 3 - 0°C, 4 - 20°C,
5 - 60°C, 6 - 100°C, 7 - 120°C, 8 - 150°C.
Fig. 2. Flux after decay of current overloads in
machine with different working temperatures of
magnets ϑ:
1 - (-40)°C, 2 - (-20)°C, 3 - 0°C, 4 - 20°C,
5 - 60°C, 6 - 100°C, 7 - 120°C, 8 - 150°C.
Rys. 3 Charakterystyki określające wartość strumienia magnetycznego po zaniku prądu o różnych wartościach w maszynie z magnesami o różnej wysokości:
1 - hm=4mm, 2 - hm=5mm, 3 - hm=6,4mm,
4 - hm=8mm, 5 - hm=9mm, 6 - hm=10mm.
Fig. 3 Characteristic curves representing flux value
after decay of current overloads in machine with
magnets of different heights:
1 - hm=4mm, 2 - hm=5mm, 3 - hm=6,4mm,
4 - hm=8mm, 5 - hm=9mm, 6 - hm=10mm.
Z przeprowadzonych badań zjawiska odmagnesowania wynika, że wymaganą odporność na odmagnesowanie można uzyskać przez dobór odpowiedniej liczby par
biegunów, dobór odpowiedniego gatunku magnesów oraz dobór ich odpowiedniej
wysokości. Zwiększenie liczby par biegunów powoduje, że odmagnesowujący przepływ twornika w obszarze jednego magnesu ulega zmniejszeniu.
Dopuszczalna wartość prądu nie powodującego odmagnesowania magnesów jest
praktycznie proporcjonalna do ich wysokości hm. Strumień i moment elektromagnetyczny zależą od wysokości magnesów w zdecydowanie mniejszym stopniu niż odporność na odmagnesowanie (rys. 3).
W maszynach z magnesami ferrytowymi problem zapewnienia odporności na odmagnesowanie występuje w ujemnych temperaturach pracy. Przykładowo odporność
na odmagnesowanie w temperaturze (-40)°C jest trzykrotnie mniejsza niż w temperaturze 150°C (rys. 2). Odwracalne zmiany strumienia w zakresie (-40)...150°C wynoszą
około 50% (rys. 2).
W maszynach z magnesami neodymowymi problem odporności na odmagnesowanie występuje w stanie nagrzanym. W zależności od składu i technologii wykonania
magnesów ich maksymalna dopuszczalna temperatura pracy zawiera się w przedziale
100...180°C.
Odporność maszyny na odmagnesowanie można zwiększyć również [1] przez odpowiednie ukształtowanie obwodu magnetycznego:
• zastosowanie jarzma stojana o zwiększonej reluktancji (rys. 1c) umożliwia
zwiększenie przeciążeń prądowych nie powodujących odmagnesowania
o 50...80% przy zmniejszeniu strumienia nie przekraczającym 0,52%,
• zastosowanie magnesów dwuczęściowych (rys. 1b) umożliwia uzyskanie wymaganej odporności na odmagnesowanie i jednocześnie uzyskanie większej
wartości strumienia. Odmagnesowywany kraniec magnesu (obszar kąta α2)
jest wykonany z materiału o większej odporności na odmagnesowanie, a pozostała część z materiału o większej indukcji remanentu,
• najbardziej skutecznym sposobem zwiększenia odporności na odmagnesowanie jest zastosowanie nabiegunników (rys. 1d). Odbywa się to praktycznie bez
zmniejszenia wartości strumienia magnetycznego. Kosztem jest zwiększenie
masy, wymiarów zewnętrznych maszyny i nieznaczne zmniejszenie sprawności spowodowane stratami wiroprądowymi w nabiegunnikach.
Obszerną analizę wpływu struktury obwodu magnetycznego i rodzaju magnesu na
odporność na odmagnesowanie omówiono w pracach [1, 14, 17].
4. ZAGADNIENIE OPTYMALIZACJI SILNIKÓW
Maszyny o magnesach trwałych są produkowane wielkoseryjnie. Uruchomienie
produkcji nowego wyrobu powinno być poprzedzone jego optymalizacją. Opracowano metodę, algorytm i program [18] które umożliwiły optymalizację silników według
następujących kryteriów:
a) minimum kosztów wyprodukowania i użytkowania silnika - Kmin,
b) minimum masy materiałów czynnych elektromagnetycznie - Gmin,
c) minimum kosztów materiałów czynnych elektromagnetycznie - Kc min,
d) maksimum momentu przypadającego na jednostkę masy (M/G)max,
e) minimum kosztów materiałów czynnych elektromagnetycznie przypadających
na jednostkę M/G - (Kc·G/M)min,
f) maksimum sprawności - ηmax.
Zastosowanie kryterium „a” jest wskazane przy optymalizacji maszyn o możliwych
do określenia kosztach eksploatacji. Najbardziej miarodajnym kryterium wykorzystania objętości maszyny jest kryterium „d”. Z punktu widzenia interesów producenta
ważne są kryteria „b”, „c”, „e”.
Proces optymalizacji maszyn o magnesach trwałych jest złożony, gdyż wymaga
włączenia obliczeń cieplnych w procedurę obliczeń optymalizacyjnych
i uwzględnienia wpływu temperatury na zmiany parametrów magnesów i odporność
na odmagnesowanie. Konieczne jest spełnienie wielu ograniczeń. Po wyznaczeniu
ekstremum globalnego zadanej funkcji celu i wyznaczeniu wymiarów optymalnych
zwykle zachodzi konieczność odstępstwa od niektórych z nich. Wynika to ze względów normalizacyjnych, technologicznych lub unifikacyjnych.
Wyniki obliczeń optymalizacyjnych silnika komutatorowego o magnesach trwałych zamieszczono w pracy [17]. Zilustrowano tam również skutki odstępstwa od
wymiarów optymalnych na moment użyteczny, prędkość obrotową, sprawność, przyrosty temperatur i koszty.
W silnikach o szerokim zakresie regulacji prędkości obrotowej, co zwykle występuje w praktyce, wymiary optymalne obwodu elektromagnetycznego są różne dla
różnych obszarów prędkości. Projektowana konstrukcja jest wówczas rozwiązaniem
kompromisowym. Możliwość wyznaczenia skutków odstępstwa od wymiarów optymalnych ułatwia projektującemu świadomy wybór rozwiązania kompromisowego.
5. ANALIZA PRACY SILNIKÓW ZASILANYCH Z PROSTOWNIKÓW
STEROWANYCH
W wyniku systematycznego zmniejszania się kosztów energoelektronicznych układów zasilających (prostowników sterowanych i przekształtników impulsowych) znajdują one coraz szersze zastosowanie do zasilania komutatorowych silników wzbudzanych magnesami trwałymi. Przy zasilaniu silników z tego typu źródeł, przebiegi
czasowe prądu, mocy i momentu mają charakter impulsowy. Do wyznaczenia parametrów ruchowych takich silników niezbędne jest obliczenie przebiegów czasowych
wielkości wejściowych (prądu, napięcia, mocy) oraz przebiegów czasowych wielkości
wyjściowych (momentu, mocy i prędkości). W tym celu opracowano model matematyczny, algorytm oraz program do obliczania silników o magnesach trwałych zasilanych z prostowników sterowanych [15, 16].
Zastosowana metoda obliczeń ma charakter hybrydowy. Przebiegi czasowe wielkości elektrycznych i mechanicznych silnika wyznacza się rozwiązując numerycznie
równania różniczkowe. Pulsacje strumienia magnetycznego oraz jego zależność od
prądu silnika i temperatury wyznaczono za pomocą programu do analizy pola elektromagnetycznego. Parametry ruchowe silnika, straty mocy, przyrosty temperatur
uzwojenia i magnesów obliczane są na podstawie opracowanego algorytmu.
Algorytm i program umożliwiają wyznaczenie czasowych przebiegów w stanie obciążenia silnika, zwarcia, w stanie jałowym, a także obliczenie charakterystyk ruchowych silnika przy dowolnym kącie wysterowania prostownika. Sprawdzana jest odporność na odmagnesowanie z uwzględnieniem jej zmian spowodowanych zmianą
temperatury magnesów. Obliczony dopuszczalny prąd silnika nie powodujący odmagnesowania magnesów jest porównywalny z maksymalną chwilową wartością prądu
rozruchu. W procedurę obliczeń elektromagnetycznych wprzęgnięto obliczenia cieplne. Uwzględniany jest rodzaj pracy i rodzaj budowy maszyny. Program umożliwia
również wyznaczenie parametrów rozruchowych silnika i odporność na odmagnesowanie dla dowolnie zadanych wartości temperatury otoczenia.
Schemat zastępczy silnika zasilanego z prostownika sterowanego zamieszczono na
rysunku 4, a przykładowe przebiegi czasowe na rysunkach 5 i 6.
Rys. 4. Schemat zastępczy
Fig. 4. Equivalent diagram
Rys. 5. Obliczone przebiegi wielkości elektrycznych w silniku zasilanym z prostownika
sterowanego: i – prąd silnika, u – napięcie na
silniku, e – siła elektromotoryczna, P1 – moc
pobierana z sieci
Fig. 5. Calculated transients of electrical quantities for motor supplied by controlled rectifier:
i – armature current, u – motor voltage, e –
electromotive force, P1 – mains power
Rys. 6. Przebiegi wielkości mechanicznych silnika
zasilanego z prostownika sterowanego:
Me – moment elektromagnetyczny, M – moment mechaniczny, P – moc mechaniczna
Fig. 6. Calculated transients of mechanical quantities
for motor supplied by controlled rectifier:
Me – electromagnetic torque, M – mechanical torque,
P – mechanical power
Z wykonanej analizy i obliczeń wynika, że przebieg czasowy napięcia na silniku
(rys. 5) jest wynikiem sekwencyjnego doprowadzania do zacisków fragmentów napięcia wyjściowego prostownika oraz siły elektromotorycznej indukowanej w tworniku.
Sinusoidalne napięcie sieci występuje tylko fragmentami w czasie przewodzenia prądu
(rys. 5). W czasie gdy prąd nie płynie, na tworniku istnieje napięcie równe sile elektromotorycznej. W zależności od elektromagnetycznej stałej czasowej silnika, momentu obciążenia oraz kąta wysterowania może wystąpić nieciągłe przewodzenie zaworów
prostownika, co oznacza nieciągłe przewodzenie prądu silnika. Prąd silnika ma charakter pulsacyjny. Występujące pulsacje prądu i strumienia powodują pulsacje momentu elektromagnetycznego, momentu i mocy na wale. Są przyczyną powstawania
strat dodatkowych, obniżenia sprawności oraz zwiększenia przyrostu temperatury
uzwojenia. Wartość skuteczna prądu (powodująca straty mocy) jest znacznie większa
od wartości średniej wytwarzającej moment elektromagnetyczny.
Innym zjawiskiem związanym z pulsacja prądu twornika są duże wartości sił elektromotorycznych rotacji i samoindukcji w zezwojach komutujących. Gdyby nie zastosować specjalnych środków zaradczych ich suma w badanym silniku przekroczyłaby
15V, co powodowałby niedopuszczalne iskrzenie i zmniejszenie trwałości silnika.
W opracowanym silniku, który wdrożono do produkcji wielkoseryjnej [16], wartość siły elektromotorycznej rotacji w zezwojach komutujących ograniczono przez
zastosowanie jarzma o zwiększonej reluktancji dla strumienia oddziaływania twornika, co w połączeniu z odpowiednim wysunięciem szczotek ze strefy neutralnej zapewniło bardzo dobrą komutację. W efekcie stopień iskrzenia wynosi 1÷1,5. Wykonane badania trwałości zestyku szczotka komutator wykazały, że jest ona około
dwukrotnie większa niż w analogicznych silnikach wzbudzanych elektromagnetycznie
(silniki szeregowe). Zwiększenie reluktancji jarzma stojana zabezpieczyło również
przed odmagnesowaniem magnesów przez prąd rozruchu.
Z porównania wyników obliczeń z wynikami pomiarów wynika, że różnice wartości średnich i skutecznych mieszczą się w przedziale 2÷4%, a różnice wartości chwilowych nie przekraczają 6%, co dla maszyn małej mocy należy uznać za dokładność
wystarczającą do celów projektowych.
6. ANALIZA PRACY SILNIKÓW ZASILANYCH Z PRZEKSZTAŁTNIKÓW
IMPULSOWYCH
Schemat blokowy układu napędowego z silnikiem magnetoelektrycznym zasilanym z przekształtnika impulsowego przedstawiono na rys. 7.
u1
uc
IGBT
ut
it
i1
id
C
Sieć zasilająca
Prostownik + filtr
Przekształtnik impulsowy
Silnik
magnetoelektryczny
Rys. 7. Schemat blokowy układu
Fig. 7. Block diagram of the system
Napięcie kondensatora przez układ przekształtnika przekazywane jest na silnik.
Przekształtnik cyklicznie załącza i wyłącza napięcie kondensatora na zaciski silnika
z zadaną częstotliwością modulacji fM i współczynnikiem wypełnienia impulsów γ.
Przez zmianę wartości współczynnika wypełnienia impulsów przekształtnika γ
można regulować wartość średnią napięcia na zaciskach silnika.
Do określenia parametrów elektromechanicznych silnika niezbędne jest wyznaczenie przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: sieć
– przekształtnik – silnik. Przebiegi te mają charakter odkształcony.
Model matematyczny układu: sieć – przekształtnik impulsowy – silnik magnetoelektryczny przedstawiono w pracach [5, 20, 24, 26].
Model matematyczny układu zawiera około 40 równań (równania napięciowe, prądowe, momentu, strat mocy, przyrostów temperatury oraz równanie ruchu).
Procedura obliczeń jest następująca:
• wartość strumienia magnetycznego oraz jego zależność od prądu twornika
i temperatury wyznaczono metodą polową,
• kątową zmienność momentu zaczepowego wyznaczono metodą polową,
• wyniki obliczeń polowych wartości strumienia wykorzystywane są do obliczeń
wartości chwilowych siły elektromotorycznej oraz momentu elektromagnetycznego,
•
450
-1
350
uc
300
u1
250
i1
200
-3
-1
i1,it [A]*10 , u1,uc [V]
400
it
150
100
50
0
-50
t[s]
0.902
Te,T,Tz [Nm]*5*10 , it [A]*10 , P [W]
podstawowe straty mocy w żelazie oraz straty mechaniczne obliczane są metodą
klasyczną, z wykorzystaniem nasyceń obliczonych polowo,
• w równaniu ruchu uwzględniony jest moment bezwładności silnika i maszyny
roboczej. Uwzględniono charakterystykę określającą zależność rezystancji
uzwojenia twornika od częstotliwości modulacji przekształtnika oraz charakterystykę określającą zależność dodatkowych strat mocy w żelazie spowodowanych pulsacją strumienia oddziaływania twornika.
Program opracowano w środowisku Matlab – Simulink. Jego działanie jest następujące: dla zadanej wartości momentu obciążenia realizowane są obliczenia przebiegów
czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: sieć – przekształtnik
impulsowy – silnik. W procedurę obliczeń elektromagnetycznych włączone są uproszczone obliczenia cieplne. Stosowana jest metoda iteracyjna. Realizowanych jest tyle
iteracji, aby różnica między temperaturą obliczoną w iteracji ostatniej i poprzedniej była
mniejsza od przyjętej wartości.
Program umożliwia również obliczenie przebiegów czasowych dla zadanych wartości temperatury magnesów i temperatury twornika. Dochodzenie do przebiegów czasowych w stanie ustalonym, dla zadanej wartości momentu obciążenia, odbywa się przez
wykonanie obliczeń od chwili załączenia silnika.
Charakterystyki ruchowe obliczane są w temperaturze wynikającej ze stanu nagrzania
momentem znamionowym. Przykładowe przebiegi czasowe wielkości elektrycznych
i mechanicznych w układzie przedstawiono na rysunkach 8...12. Dotyczą one opracowanego w Instytucie silnika.
0.904
0.906
0.908
0.910
1000
900
P
800
700
600
Te
500
400
T
300
it
200
100
Tz
0
0.9068
0.9069
0.907
0.9071
0.9072
0.9073
0.9074
Rys. 8. Przebiegi napięcia u1 i prądu i1 pobierane- Rys. 9. Przebiegi momentu elektromagnetycznego
go z sieci, napięcia uc na kondensatorze oraz prądu Te, momentu mechanicznego T, momentu zaczeit silnika
powego Tz oraz mocy mechanicznej P silnika
Fig. 8. Mains voltage u1 and current i1, capacitor
voltage uc and armature current it transients
Fig. 9. Electromagnetic torque Te, mechanical
torque T, cogging torque Tz and mechanical power
P transients
-1
-3
-1
-2
i1,it [A]*2*10 , uc [V], Te [Nm]*10 ,
-2
n [1/min.]*5*10
Te,T,Tz [Nm]*5*10 , it [A]*10 , P [W]
Rys. 10. Przebiegi momentu elektromagnetycznego Te, momentu mechanicznego T, momentu
zaczepowego Tz oraz mocy mechanicznej P silnika w stanie jałowym
Rys. 11. Przebiegi prądu i1 pobieranego z sieci,
prądu twornika it, napięcia uc na kondensatorze,
momentu elektromagnetycznego Te oraz prędkości
obrotowej n podczas rozruchu silnika
Fig. 10. Electromagnetic torque Te, mechanical
Fig. 11. Mains current i1, armature current it,
torque T, cogging torque Tz and mechanical power capacitor voltage uc, electromagnetic torque Te and
P transients. No-load state
speed n transients during starting of the motor
Z wykonanej analizy i badań wynikają wnioski:
• przebieg czasowy prądu i1 pobieranego z sieci jest silnie odkształcony od sinusoidy. Nie jest to prąd ciągły (rys. 8). Czas przepływu prądu pobieranego
z sieci w każdym półokresie zależy od pojemności kondensatora, prędkości
i momentu obciążenia silnika. Zwiększanie pojemności kondensatora skraca
czas przepływu prądu sieciowego i1 i zwiększa odkształcenie przebiegu napięcia u1 na wejściu układu. Jest to zjawisko niekorzystne,
• korzystnym zjawiskiem związanym ze zwiększeniem pojemności C jest
zmniejszenie tętnienia napięcia na kondensatorze czyli zmniejszenie w przebiegu prądu silnika pulsacji o częstotliwości 100Hz. Powoduje to zbliżenie
wartości skutecznej prądu do wartości średniej i zmniejsza straty mocy
w uzwojeniu oraz przyrost temperatury. Wzrost pojemności powoduje zwiększenie sprawności silnika o kilka % i zwiększenie sztywności charakterystyk
mechanicznych,
• w stanie jałowym prąd twornika ma charakter nieciągły. Skutkiem tego chwilowa wartość momentu mechanicznego na wale w pewnych przedziałach czasu przyjmuje wartości ujemne. Są one wynikiem momentu tarcia, momentu
zaczepowego oraz strat w żelazie wirnika (rys. 10),
• przebieg czasowy momentu elektromagnetycznego silnika jest w przybliżeniu
proporcjonalny do przebiegu czasowego prądu twornika. Występują w nim
pulsacje o częstotliwości modulacji przekształtnika oraz pulsacje spowodowane tętnieniem napięcia na kondensatorze (rys. 8).
Pulsacje momentu elektromagnetycznego silnika są przyczyną istnienia momentu dynamicznego. Pomimo relatywnie dużych pulsacji momentu dynamicznego dochodzących do 80% momentu znamionowego pulsacje prędkości
obrotowej nie przekraczają 0,07%. Przyczyną małych pulsacji prędkości obrotowej jest fakt, że elektromechaniczna stała czasowa jest kilkanaście razy
większa od stałej elektromagnetycznej,
• ze wzrostem częstotliwości modulacji przekształtnika zmniejszają się pulsacje
prądu twornika. Wartość skuteczna prądu zbliża się do wartości średniej, co
powoduje zmniejszenie strat mocy. Ze wzrostem częstotliwości zmniejszeniu
ulegają również dodatkowe straty mocy w żelazie spowodowane pulsacją
strumienia oddziaływania twornika. Na skutek zjawiska naskórkowości ze
wzrostem częstotliwości zwiększeniu ulega rezystancja uzwojenia twornika.
Sumarycznie wzrost częstotliwości modulacji powoduje zmniejszenie strat
mocy i wzrost sprawności silnika o kilka %.
W szerokim zakresie wyniki analizy oraz badań eksperymentalnych zamieszczono
w pracach [5, 20, 24, 26].
7. ANALIZA PRACY ROZRUSZNIKÓW SAMOCHODOWYCH
WZBUDZANYCH MAGNESAMI TRWAŁYMI
W ostatnich latach coraz szerzej stosowane są rozruszniki samochodowe wzbudzane magnesami trwałymi, szczególnie w samochodach z silnikami o pojemności powyżej 1500cm3.
Rozruszniki samochodowe są specyficznymi maszynami elektrycznymi. Pracują
w szerokim zakresie temperatury otoczenia (od -40 do 150oC). Czas rozruchu silnika
spalinowego, czyli czas pracy rozrusznika w zależności od temperatury otoczenia,
wynosi od około jednej sekundy do kilkudziesięciu sekund. Prądy robocze kształtują
się na poziomie setek amperów przy napięciu na silniku rzędu kilku woltów. W stanie
zwarcia wartość prądu przekracza 1000A.
Moment obciążenia rozrusznika generowany przez silnik spalinowy zmienia się
w szerokim zakresie. Przyczyną są zmiany momentu tarcia w silniku spalinowym
zależne od temperatury i prędkości obrotowej oraz zmiany momentu sprężania zależne
od kąta obrotu wału korbowego.
W celu analizy zjawisk elektromagnetycznych i elektromechanicznych oraz wyznaczenia przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych
w układzie: akumulator – rozrusznik – silnik spalinowy w różnych warunkach pracy
opracowano model matematyczny układu oraz algorytm i program obliczeń
w środowisku Matlab-Simulink. Umożliwiają one obliczanie przebiegów czasowych
wielkości elektrycznych i mechanicznych układu w dynamicznych i ustalonych sta-
nach pracy oraz obliczanie charakterystyk elektromechanicznych rozrusznika. Model
matematyczny uwzględnia zmienność momentu bezwładności układu korbowego oraz
zmienność momentu obciążenia rozrusznika wynikającą ze zmienności momentu tarcia oraz momentu sprężania silnika spalinowego.
Zastosowano hybrydową metodę obliczeń. Wyniki obliczeń polowych obwodu
magnetycznego w postaci charakterystyk określających wartość strumienia magnetycznego jako funkcji prądu z uwzględnieniem temperatury wykorzystano jako parametry równań opisujących pracę układu. Model matematyczny i algorytm przedstawiono w pracy [23].
Przekrój obwodu magnetycznego opracowanego rozrusznika przedstawiono na rysunku 12. W celu uniknięcia zjawiska odmagnesowania magnesów przez prądy rozruchowe zaszła konieczność zastosowania trzech par biegunów. Rozrusznik jest wzbudzany magnesami ferrytowymi.
Rys. 12. Przekrój poprzeczny rozrusznika; rozpływ strumienia magnetycznego w stanie zwarcia
Fig. 12. Cross section of the starter and magnetic flux distribution during short-circuit
Przykładowe wyniki obliczeń przedstawiono na rysunkach 13 i 14.
a)
b)
nr
u
nr
u
Mr
Mr
i
i
t [s]
t [s]
Rys. 13. Przebiegi wielkości elektrycznych i mechanicznych podczas rozruchu silnika spalinowego
z zapłonem iskrowym: a) Q=60Ah, ϑ0=20oC; b) Q=60Ah, ϑ0=-40oC;
i – prąd twornika rozrusznika [A], u – napięcie na rozruszniku [V]*10-2,
nr – prędkość obrotowa rozrusznika [obr/min.], Mr – moment mechaniczny rozrusznika [Nm]*2*10-2
Fig. 13. Transients of electrical and mechanical quantities during startup of spark-ignition combustion
engine: a) Q=60Ah, ϑ0=20oC; b) Q=60Ah, ϑ0=-40oC;
i – starter’s armature current [A], u – starter’s voltage [V]*10-2,
nr – starter’s rotational speed [rpm], Mr – starter’s mechanical torque [Nm]*2*10-2
a)
b)
Pr
nr
nr
Pr
u
u
ηr
ηr
I [A]
I [A]
Rys. 14. Charakterystyki elektromechaniczne rozrusznika zasilanego z akumulatora o pojemności
Q=60Ah w temp.: a) ϑ0=(-40)oC, b) ϑ0=20°C; V=2000cm3;
Pr – moc rozrusznika [W], nr – prędkość obrotowa rozrusznika [obr/min.],
u – napięcie na silniku rozrusznika [V]*10-2, ηr – sprawność całkowita rozrusznika [-]*10-3
Fig. 14. Electromechanical characteristics of starter supplied from battery with capacity Q=60Ah at
temp.: a) ϑ0=(-40)oC, b) ϑ0=20°C; V=2000cm3;
Pr – starter’s power [W], nr – starter’s rotational speed [rpm],
u – starter’s motor voltage [V]*10-2, ηr – total efficiency of the starter [-]*10-3
W szerokim zakresie analizę wpływu temperatury, pojemności skokowej silnika
spalinowego i pojemności akumulatora na zjawiska elektromechaniczne w układzie
zamieszczono w pracy [23].
Rozruch silnika spalinowego jest złożonym procesem elektromechanicznym.
W trakcie jego trwania zmianie ulegają wartości wielkości magnetycznych, elektrycznych i mechanicznych w rozruszniku oraz wielkości mechanicznych silnika spalinowego.
Włączenie do algorytmu zależności określających zmiany momentu oporowego
silnika spalinowego, zależne od temperatury, kąta obrotu wału korbowego i prędkości
obrotowej umożliwiło uwzględnienie ich wpływu na przebiegi czasowe rozrusznika.
Z wykonanej analizy obliczeniowej wynika, że przy wyznaczaniu przebiegów
i parametrów elektromechanicznych szczególnie istotne jest uwzględnienie wpływu
temperatury, gdyż ma ona wpływ na:
• strumień magnetyczny w silniku,
• rezystancję i napięcie baterii zasilającej,
• prąd zwarcia i moment zwarcia rozrusznika,
• moc maksymalną rozrusznika,
• moment tarcia silnika spalinowego,
• czas rozruchu,
• prędkość ustaloną wału korbowego.
Z wykonanej analizy wynikają następujące wnioski szczegółowe:
• zmiana wartości strumienia magnetycznego w analizowanym silniku z magnesami ferrytowymi spowodowana zmianą temperatury otoczenia od (-40)oC do
120oC wynosi 28%,
• zmiany wartości strumienia magnetycznego spowodowane zmianami prądu
twornika dochodzą do 25%,
• główny udział w całkowitym momencie obciążenia rozrusznika ma moment
tarcia silnika spalinowego, którego wartość w temperaturach ujemnych dochodzi do 86%,
• pulsacje momentu sprężania wynoszą od 10% do 100% jego wartości średniej,
• zmiana pojemności akumulatora z 45Ah na 80Ah powoduje wzrost mocy rozrusznika o ok. 40% i zwiększenie momentu rozruchowego o ok. 30%,
• zmiana temperatury otoczenia z 20oC do (-40)oC powoduje zmniejszenie mocy maksymalnej o 44% oraz zmniejszenie momentu rozruchowego o 36%.
Opracowany model matematyczny, algorytm i program obliczeń umożliwiają wyznaczenie przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie akumulator – rozrusznik – silnik spalinowy w dynamicznych i stacjonarnych
stanach pracy oraz wyznaczenie charakterystyk elektromechanicznych rozruszników.
8. DWU I TRÓJWYMIAROWA POLOWO-OBWODOWA ANALIZA
KOMUTATOROWYCH SILNIKÓW MAGNETOELEKTRYCZNYCH
Realizowane w ostatnich kilku latach prace koncentrują się na:
• polowo-obwodowej analizie skuteczności metod ograniczania pulsacji momentu elektromagnetycznego [6, 21, 22, 25],
• analizie porównawczej wyników uzyskiwanych metodą 2D i 3D [25],
• polowo-obwodowej analizie zjawisk elektromagnetycznych w stanach ustalonych i dynamicznych [6, 7, 21],
• badaniach eksperymentalnych w stanach ustalonych i dynamicznych [5, 6].
W celu uwzględnienia metodą 2D wpływu skosu żłobków wirnika, z uwzględnieniem ruchu, opracowano model warstwowy maszyny [5, 21, 22].
Przeprowadzono obszerną analizę skuteczności ograniczania momentu zaczepowego i pulsacji momentu elektromagnetycznego przez odpowiednie niesymetryczne
rozmieszczenie magnesów na obwodzie stojana [22]. Opracowano sposób uwzględniania w metodzie 2D przyrostu strumienia użytecznego spowodowanego wydłużeniem magnesów względem długości pakietu wirnika [5, 6, 25].
Aktualnie realizowane są prace dotyczące analizy wpływu zjawisk związanych
z komutacją (analiza wpływu: kąta wysunięcia szczotek, rodzaju komutacji, prądu
obciążenia, zezwojów komutujących) oraz analizy wpływu struktury obwodu magnetycznego i rodzaju magnesu na przebiegi czasowe wielkości elektrycznych i mechanicznych oraz na rozkład pola w maszynie.
W ustalonym stanie pracy (U=const, T=const) przebiegi czasowe strumienia magnetycznego, siły elektromotorycznej, prądu twornika i momentu elektromagnetycznego mają charakter pulsujący (rys. 15). Przyczyną pulsacji SEM jest proces przełączania zezwojów wirującego uzwojenia względem szczotek oraz pulsacje strumienia
magnetycznego.
Pulsacje strumienia magnetycznego są spowodowane pulsacjami reluktancji obwodu magnetycznego oraz pulsacją prądu. Pulsacje prądu (przy U=const, T=const) są
wymuszane przez pulsacje siły elektromotorycznej.
Ze zmianą obciążenia zmieniają się skutki oddziaływania twornika. Przenosi się to
na wartości średnie przebiegów i ich pulsacje. Wpływ stanu obciążenia na zjawiska
elektromagnetyczne w silniku zależy również od rodzaju uzwojenia (uzwojenie cięciwowe lub średnicowe), od kąta wysunięcia szczotek oraz od rodzaju komutacji.
Na rysunku 15 zamieszczono obliczone przebiegi czasowe w silniku prądu stałego
w stanie ustalonym (U=const, T=const) przy zasilaniu napięciem stałym, a na rysunku 16 rozkład modułu indukcji magnetycznej w szczelinie silnika obliczony za pomocą metody 3D.
1,10
0,0012
1,00
T
0,0010
4
it
0,70
0,0008
0,60
0,0006
0,50
0,40
0,0004
0,30
n
φ [Wb], E [V]*10
φ
0,80
2
It [A]*10 , T [Nm],
4
n [obr/min.]*10
0,90
e
0,20
0,0002
0,10
0,00
0,055
0,057
0,059
0,061
0,063
0,065
0,067
0,069
0,071
0,073
0,0000
0,075
t [s]
Rys. 15. Przebiegi czasowe prądu, momentu, prędkości obrotowej, strumienia i siły elektromotorycznej
w silniku w stanie ustalonym
Fig. 15. Transients of current, torque, rotational speed, flux and electromotive force in stationary operation state
Rys. 16. Rozkład modułu indukcji magnetycznej w szczelinie silnika
Fig. 16. The distribution of the magnetic flux density magnitude in the motor’s air gap
9. PODSUMOWANIE
W trakcie realizacji prac dotyczących komutatorowych silników magnetoelektrycznych opracowano:
• rozprawę habilitacyjną [1],
• 5 rozpraw doktorskich [2, 3, 4, 5, 6],
• około 150 publikacji,
• 6 patentów [27, 28, 29, 30, 31, 32].
Zrealizowano projekty badawcze:
1. Badanie wpływu oddziaływania twornika i struktury obwodu magnetycznego
na rozkład pola w szczelinie i dopuszczalną przeciążalność prądową maszyn
prądu stałego wzbudzanych magnesami trwałymi. Projekt zrealizowany w ramach Centralnego Programu Badań Podstawowych 05.5A w latach 1981-85.
Koordynator Programu: Zakład Badań Podstawowych Elektrotechniki Ministerstwa Przemysłu i PAN.
2. Metoda obliczania komutatorowych maszyn prądu stałego o magnesach trwałych i wirnikach cylindrycznych. Projekt zrealizowany w ramach Centralnego
Programu Badań Rozwojowych 5.7. w latach 1986-1990. Koordynator Programu: Zakład Badań Podstawowych Elektrotechniki Ministerstwa Przemysłu
i PAN.
3. Komputerowo wspomagane projektowanie komutatorowych maszyn prądu
stałego. Grant KBN nr 8.0250.91.01 realizowany w latach 1992-1994.
4. Opracowanie i uruchomienie produkcji zespołów napędowych z silnikami
o magnesach trwałych do sprzętu powszechnego użytku. Projekt celowy KBN
nr 326/C-S 5-8192 realizowany wspólnie z przedsiębiorstwem Aparatury Spawalniczej "ASPA" w latach 1993-1996.
5. Opracowanie i badanie zespołów napędowych do pralek automatycznych
z silnikami
o magnesach
twardych.
Projekt
celowy
KBN
nr 8T10A00295C/2596, realizowany wspólnie z przedsiębiorstwem Aparatury
Spawalniczej "ASPA" w latach 1996-1998.
6. Fractional horsepower permanent magnet commutator machines. Projekt badawczy realizowany na zlecenie Centre of Competence Electrical Drives, Department of Bosch Company w Gerlingen-Schillerhöhe (2004-2007).
Opracowano i wdrożono:
• nowe algorytmy i programy obliczeniowe,
• nowe rozwiązania konstrukcyjne silników [28, 29, 30, 31, 33, 34, 35, 36, 37,
38, 39],
• urządzenie do badania pola magnetycznego [8, 27],
•
magneśnicę do impulsowego magnesowania magnesów w silnikach
i w prądnicach tachometrycznych,
• urządzenie do sprawdzania stanu namagnesowania magnesów,
• stanowisko pomiarowe do badania silników w stanach ustalonych
i dynamicznych [6, 7, 20].
Głównymi partnerami z przemysłu były:
• Zakłady Elektrotechniki Motoryzacyjnej w Dusznikach Zdroju,
• Fabryka Maszyn Elektrycznych Małej Mocy „Silma” w Zagórzu,
• BOBRME „Komel” w Katowicach,
• „Zelmer” w Rzeszowie,
• „ASPA” we Wrocławiu,
• Zakłady Elektrotechniki Motoryzacyjnej w Świdnicy.
Realizowano współpracę z Politechniką w Sofii, z Politechniką w Kijowie oraz
z Moskiewskim Instytutem Energetycznym. Współpracowano z ośrodkami krajowymi: Politechniką Opolską, Politechniką Poznańską, Politechniką Śląską, Politechniką
Warszawską oraz z Instytutem Elektrotechniki w Warszawie.
LITERATURA
Rozprawy habilitacyjne:
[1] Ignacy Dudzikowski: Silniki komutatorowe o magnesach trwałych. Prace Naukowe Instytutu Układów Elektromaszynowych Politechniki Wrocławskiej, Seria: Monografie nr 10, Wrocław 1992.
Rozprawy doktorskie:
[2] Ignacy Dudzikowski: Dwubiegowe silniki prądu stałego z magnesami trwałymi. Instytut Instytut
Układów Elektromaszynowych, PWr. 1975, promotor doc. Władysław Karwacki.
[3] Jan Szajdak: Analiza celowości stosowania silników komutatorowych mocy ułamkowej
z wirnikiem bezżłobkowym. Instytut Układów Elektromaszynowych PWr. 1975. Promotor: Prof.
Andrzej Kordecki.
[4] Waldemar Stachowiak: Analiza wpływu rodzaju magnesu na dopuszczalną przeciążalność prądową
i parametry maszyn prądu stałego. Instytut Układów Elektromaszynowych PWr. 1984. Promotor:
doc. Konrad Schoepp.
[5] Roman Kramarski: Analiza pracy komutatorowego silnika magnetoelektrycznego zasilanego
z przekształtnika impulsowego. Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych PWr. 2002.
Promotor: prof. PWr. dr hab. Ignacy Dudzikowski;
[6] Stanisław Janiszewski: Polowo - obwodowa analiza komutatorowych silników magnetoelektrycznych. Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych PWr. 2004. Promotor: prof. PWr.
dr hab. Ignacy Dudzikowski.
[7] Dariusz Gierak: Analiza ustalonych i dynamicznych stanów pracy silników komutatorowych
o magnesach trwałych. Promotor: prof. PWr. dr hab. Ignacy Dudzikowski. Praca w trakcie realizacji.
Publikacje:
[8] Blok Henryk, Dudzikowski Ignacy, Schoepp Konrad: Nowa metoda i urządzenie do badań pola
magnetycznego w mikromaszynach elektrycznych. Przegląd Elektrotechniczny 1980, R. 56, nr 7,
s. 312-314.
[9] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar: Analysis of armature reaction in d.c. machines excited by permanent magnets. W: International Conference on Electrical machines. Proceedings.
Lausanne, 18-21 September 1984. P. 2. s. 627-630.
[10] Dudzikowski Ignacy: The determination of the over- current factor of d. c. motors excited by permanent magnets. W: International Conference on Electrical Machines. ICEM'86. TU München,
8-9-10 September 1986. Proceedings. P. 3. s. 1071-1074.
[11] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar: The analysis of the influence of magnetic circuit
structure on the parameters of d. c. machines excited by ferrite magnets. Third International Conference on Electrical Machines and Drives. IEE. /London/ 16-18 November, 1987. London: IEE
1987 s. 265-269.
[12] Dudzikowski Ignacy: Metoda obliczania obwodów magnetycznych maszyn prądu stałego wzbudzanych magnesami dwukomponentowymi. Rozpr. Elektrot. 1988 t.34 z.1 s. 133-145. Wydawnictwo PAN.
[13] Dudzikowski Ignacy: Badania zjawiska odmagnesowania magnesów w silnikach komutatorowych.
Arch. Elektrot. 1991, t. 40, z. 1, s. 199-203. Wydawnictwo PAN.
[14] Dudzikowski Ignacy: Method of calculating magnetic circuit of DC machines excited by permanent
magnets. W: International Conference on Electrical Machines. ICEM '94. Paris, France, 5-8 September 1994. Vol. 2. Paris: s. 571-576.
[15] Dudzikowski Ignacy, Kramarski Roman: Permanent-magnet commutator motor supplied by controlled rectifier. W: International Conference on Electrical Drives and Power Electronics. EDPE
'96, The High Tatras, Slovakia, October 1-3, 1996. Vol. 2. Kosice: EDPE '96, s. 371-376.
[16] Dudzikowski Ignacy, Rozmarynowski Zygmunt: Komutatorowe silniki magnetoelektryczne do
sprzętu powszechnego użytku. Wiad. Elektrotech. 1998r. 66, nr 6, s. 376-379.
[17] Dudzikowski Ignacy: Method of determining demagnetization resistance of commutator permanent-magnet machines. Arch. Electr. Eng., 1999, vol. 48, nr 3, s. 341-361, Wydawnictwo PAN.
[18] Dudzikowski Ignacy: Optimization of permanent-magnet commutator motors. W: Proceedings of
the Third Chinese International Conference on Electrical Machines. CICEM '99. Xi'an, China, August 29-31, 1999. Beijing: International Academic Publ., 1999, s. 998-1001.
[19] Dudzikowski Ignacy, Kubzdela Stefan: Method of including thermal effect in permanent-magnet
commutator machine analysis. W: Fourth International Conference on Unconventional Electromechanical and Electrical Systems. 4th UEES '99, St. Petersburg, Russia, 21-24 June 1999, Vol. 3 of
3. Szczecin: Wydaw. PSzczec. 1999, s. 807-812.
[20] Dudzikowski Ignacy, Kramarski Roman, Pawlaczyk Leszek: Permanent-magnet motor supplied by
pulse converter. W: Electromagnetic Phenomena in Nonlinear Circuits. XVI Symposium. Proceedings EPNC 2000. Kraków, September 18-20, 2000, s. 85-88.
[21] Dudzikowski Ignacy, Janiszewski Stanisław, Gierak Dariusz: Polowo-obwodowa analiza momentu
elektromagnetycznego w komutatorowym silniku magnetoelektrycznym. Prace Naukowe Instytutu
Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej, nr 54, Studia i Materiały
nr 23, Wrocław 2003, s. 15-28.
[22] Dudzikowski Ignacy, Gierak Dariusz: Analiz pul'sacii elektromagnitnogo momenta v maśine postojannogo toka vozbuzdaemoj postojannymi magnitami, Tech. Elektrodin. 2004, c. 5, s. 51 58.
[23] Dudzikowski Ignacy, Salamon Jacek, Gierak Dariusz: Dynamic and stationary operating states of
motor-car starters excited by permanent magnets. Sixth International Conference on Unconventional Electromechanical and Electrical Systems. 6th UEES' 04. Alushta, Ukraine, 24-29 September
2004, Vol. 1 of 3, s. 59-70.
[24] Dudzikowski Ignacy, Pawlaczyk Leszek, Kramarski Roman: Model matematyczny silnika magnetoelektrycznego zasilanego z przekształtnika impulsowego. Problemy eksploatacji maszyn
i napędów elektrycznych. PEMINE. Ustroń, [28-30 maja] 2003. Katowice: BOBRME Komel,
2003, s. 27-32.
[25] Dudzikowski Ignacy, Janiszewski Stanisław: Analiza porównawcza obliczeń pola magnetycznego
w silniku prądu stałego z magnesami trwałymi metodą dwuwymiarową i trójwymiarową. Prace
Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej nr 54,
Studia i Materiały nr 23, Wrocław 2003, s. 29-38.
[26] Dudzikowski Ignacy, Gierak Dariusz, Cebulak Andrzej: Wyznaczanie przebiegów czasowych
i charakterystyk elektromechanicznych silników o magnesach trwałych zasilanych
z przekształtników impulsowych, Przegląd Elektrotechniczny, Nr 10’2005, s. 69-74.
Patenty:
[27] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Schoepp Konrad: Urządzenie do badania pola magnetycznego mikromaszyn elektrycznych. Patent – Polska nr 75721, 1975.
[28] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Schoepp Konrad: Dwubiegowy komutatorowy silnik
elektryczny. Patent nr 81400, 1976.
[29] Dudzikowski Ignacy, Schoepp Konrad, Stachowiak Waldemar: Maszyna elektryczna prądu stałego.
Patent nr 139797, 1989.
[30] Bujakiewicz Marceli, Dudzikowski Ignacy, Grzybowski Stanisław, Pietrus Alojzy, Rozmarynowski
Zygmunt: Komutatorowa maszyna elektryczna. Patent. nr 165908, 1995.
[31] Bujakiewicz Marceli, Dudzikowski Ignacy, Grzybowski Stanisław, Pietrus Alojzy, Rozmarynowski
Zygmunt: Sposób wytwarzania stojana maszyny elektrycznej. Patent. Nr 165901, 1995.
[32] Duda Zbigniew, Bujakiewicz Marceli, Grzybowski Stanisław, Dudzikowski Ignacy, Pawlaczyk
Leszek, Pietrus Alojzy: Układ napędowy, zwłaszcza do urządzenia pralniczego. Patent. nr 170419,
1996.
Prace niepublikowane:
[33] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Kostowski Andrzej, Schoepp Konrad: Opracowanie
serii silników o mocach 5, 8, 12.5, 20, 32, 50 W na napięcie 12 V oraz prędkość obrotową 3500
obr/min wzbudzanych magnesami trwałymi. Raport I-29/70/S/007.
[34] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Kłosiński Jerzy: Analiza możliwości i celowości opracowania odmiany maszyn elektrycznych serii Pc z magnesami trwałymi w zakresie wielkości mechanicznej 160. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1977, nr 162.
[35] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar, Szajdak Jan, Polak Bogdan, Boćko Tadeusz: Opracowanie i wykonanie modeli funkcjonalnych silnika do odkurzacza samochodowego 12 V. Raporty
Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1980, Ser. SPR nr 49.
[36] Szajdak Jan, Dudzikowski Ignacy, Suszko Adam: Analiza techniczno-ekonomiczna wprowadzenia
silników z magnesami trwałymi do elektronarzędzi. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1980,
Ser. SPR nr 71.
[37] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar: Konstrukcja obwodu elektromagnetycznego rozrusznika RM80 0,8 kW z magnesami trwałymi. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1988,
Ser. SPR nr 7.
[38] Dudzikowski Ignacy, Grzybowski Stanisław, Jeżewicz Janusz, Nowak Józef: Opracowanie urządzenia do sprawdzania stanu namagnesowania magnesów w silnikach magnetoelektrycznych. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWroc., 1993, Ser. SPR nr 11.
[39] Dudzikowski Ignacy, Fita Stanisław, Suseł Mieczysław: Dokumentacja konstrukcyjna modelu
silnika o magnesach trwałych przeznaczonego do rozrusznika o mocy 1,8 kW z przekładnią planetarną. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWroc., 1994, Ser. SPR nr 3.
W różnych okresach czasu i w różnym zakresie w realizacji prac uczestniczyły osoby:
H. Blok, K. Bidziński, M. Bujakiewicz, A. Cebulak, J. Ciekot, M. Ciurys, Z. Duda, D. Gierak,
Cz. Górecki, S. Grzybowski, B. Herman, S. Janiszewski, K. Jaszczak, J. Jeżewicz, A. Kałka,
W. Karwacki, J. Kłosiński, O. Kasaty, A. Kostowski, A. Kordecki, R. Kramarski, S. Kubzdela,
J. Leszczyński, H. Lipnicki, G. Marcinowska, J. Nowak, J. Oleksiński, M. Orzełek, J. Oziom, L. Pawlaczyk, W. Piliński, Z. Przybyłowicz, Z. Rozmarynowski, J. Salamon, K. Schoepp, P. Sikorski, W. Stachowiak, H. Stelmaszek, M. Suseł, A. Szczepaniak, J. Szajdak, B. Ślusarek.
PERMANENT MAGNET D.C. MOTORS
The results of investigation works realized in Institute of Electrical Machines, Drives and Measurements on permanent magnet commutator machines were presented. Analysis of: magnetic circuits’ structures, demagnetization resistance, optimization, supply from controllable rectifiers and pulse converters,
car starters was shown. Transient analysis of electromagnetic phenomena was presented. The results of
works for industry were discussed as well.