właściwości eksploatacyjne silników synchronicznych o rozruchu

Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych
Nr 64
Politechniki Wrocławskiej
Nr 64
Studia i Materiały
Nr 30
2010
silniki synchroniczne z magnesami trwałymi,
rozruch bezpośredni, obliczenia porównawcze
Ludwik ANTAL*, Maciej ANTAL*
WŁAŚCIWOŚCI EKSPLOATACYJNE
SILNIKÓW SYNCHRONICZNYCH
O ROZRUCHU BEZPOŚREDNIM
WZBUDZANYCH MAGNESAMI TRWAŁYMI
Omówiono najczęściej rozważane konstrukcje silników synchronicznych o rozruchu bezpośrednim wzbudzanych magnesami trwałymi. Wykonano obliczenia projektowe dla czterobiegunowych
maszyn małej mocy (2 kW) różniących się konstrukcją wirnika. Na tej podstawie porównano podstawowe właściwości eksploatacyjne poszczególnych konstrukcji. Za podstawowe właściwości uznano sprawność, współczynnik mocy, prąd twornika zbadane w funkcji obciążenia oraz prąd i moment
rozruchowy.
1. WSTĘP
Znaczna poprawa właściwości magnesów trwałych i spadek ich ceny są przyczyną
dużego zainteresowania silnikami synchronicznymi z magnesami trwałymi i rozruchem bezpośrednim (LSPMSM) dla różnych zastosowań przemysłowych. Silniki te
charakteryzują się wysokimi wartościami współczynnika mocy, sprawności i gęstości
mocy (mocy przypadającej na jednostkę masy lub objętości).
W większości przemysłów szeroko stosowane są silniki indukcyjne klatkowe ze
względu na ich niską cenę, niezawodność i prostą obsługę. Jednakże silniki indukcyjne (szczególnie małej mocy) mają mały współczynnik mocy i małą sprawność. Ze
względu na konieczność oszczędzania energii powinny być zastąpione przez silniki
elektryczne o wysokim współczynniku mocy i wysokiej sprawności.
Silnik synchroniczny z magnesami trwałymi jest bardzo prawdopodobnym kandydatem do zastąpienia silników indukcyjnych (nawet energooszczędnych) w zastosowa_________
* Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, 50-372 Wrocław,
ul. Smoluchowskiego 19, [email protected], [email protected]
22
niach do napędu pomp i wentylatorów, ze względu na jego duże wartości współczynnika mocy, sprawności i gęstości mocy oraz stałą prędkość obrotową. Architektura
tego silnika musi jednak zapewnić odpowiednie dla napędów pomp i wentylatorów
właściwości rozruchowe.
Pożądane właściwości rozruchowe uzyskuje się przez zastosowanie litego stalowego wirnika, aluminiowej klatki rozruchowej lub przewodzących pierścieni na powierzchni wirnika [7, 9, 15].
Pierwsze rozwiązania konstrukcyjne LSPMSM, które przedstawiono na początku
wieku [1, 7] nie zapewniały odpowiednich przyrostów wartości sprawności i współczynnika mocy ze względu na niską jakość ówczesnych materiałów magnetycznych
na magnesy trwałe. Niemniej rozpoczęły się intensywne studia trwające już całą
dekadę. Opracowano wiele konstrukcji wirników z klatką rozruchową i magnesami
trwałymi oraz metod i algorytmów obliczania takich silników (zarówno analitycznych, jak i polowo-obwodowych) [3, 2, 5, 6, 8, 9, 10, 11, 12, 13, 14, 15]. Dostępność dobrych magnesów trwałych i optymalizacja konstrukcji wirnika pozwoliła na
budowę udanych modeli i prototypów LSPMSM. Pomyślna weryfikacja metod
projektowania za pomocą tych modeli otworzyła drogę produkcji przemysłowej. Są
już fabryki maszyn elektrycznych oferujące wysokosprawne silniki małej mocy
z magnesami trwałymi [4].
W opracowaniu przedstawiono rozważania nad konstrukcją silnika synchronicznego o rozruchu bezpośrednim wzbudzanego magnesami trwałymi, przeznaczonego
do napędu wentylatorów i pomp kopalnianych. W ocenie poszczególnych rozwiązań
konstrukcyjnych wykonanej na drodze obliczeń analitycznych, porównano charakterystyki statyczne stanu ustalonego i rozruchu. W ten sposób wytypowano rozwiązania charakteryzujące się wyższą sprawnością, wyższym współczynnikiem
mocy, mniejszą wartością prądu rozruchowego i większą wartością momentu rozruchowego.
2. KONSTRUKCJE LSPMSM DO NAPĘDU WENTYLATORÓW
I POMP KOPALNIANYCH
Porównanie różnych funkcjonujących w literaturze [5, 9, 11, 12, 15] konstrukcji
silników LSPMSM wykonano za pomocą aplikacji RMxprt firmy Ansoft, która
wspomaga projektowanie maszyn elektrycznych. Aplikacja ta korzysta ze znanych
zależności projektowych i obwodowej reprezentacji maszyny elektrycznej. Wyniki uzyskane za pomocą takich obliczeń trzeba traktować jako orientacyjne, więc
po dokonaniu wyboru konstrukcji powinny być zweryfikowane obliczeniami polowymi.
23
Rys. 1. Rozpatrywane w analizie porównawczej modele LSPMSM
Fig. 1. Considered models of LSPMSM
Tabela 1. Podstawowe dane do obliczeń porównawczych
Table 1. Main parameters of considered motors
Parametr
Moc znamionowa
Napięcie znamionowe
Prędkość obrotowa
Częstotliwość
Zewnętrzna średnica stojana
Wewnętrzna średnica stojana
Szczelina powietrzna
Wewnętrzna średnica wirnika
Długość rdzeni stojana i wirnika
Powierzchnia łączna magnesów
Oznaczenie
jednostka
LSPMSM
Pn
Un
nn
fn
Dsz
Dsw
kW
V
obr/min
Hz
mm
mm
mm
mm
mm
mm2
2
400
1500
50
135
82
0,3
26
90
80
δ
Drw
l
Fm
Do porównania wybrano osiem najczęściej opisywanych konstrukcji zestawionych na rysunku 1. Ich wielkość mechaniczna i podstawowe dane konstrukcyjne
zostały przyjęte z produkowanego silnika indukcyjnego o mocy 1,5 kW typu
Sh90l4. Porównywane silniki mają takie same wymiary zewnętrzne stojana i wirnika, i takie same dane znamionowe: moc, napięcie, prędkość obrotową i częstotliwość. Ponadto w każdej z konstrukcji zastosowano magnesy o różnych wymiarach,
24
ale o tej samej objętości. We wszystkich konstrukcjach z wyjątkiem nr 8 zastosowano takie same klatki rozruchowe. Wymiary magnesów uwzględniają wymiary prętów klatki i ma to istotny wpływ na parametry eksploatacyjne maszyn. Również
zastosowane materiały konstrukcyjne są identyczne. Wspólne dane podstawowe
zestawiono w tabeli 1.
3. WYNIKI OBLICZEŃ PROJEKTOWYCH
W wyniku obliczeń wyznaczono charakterystyki obciążeniowe badanych silników synchronicznych reprezentowane przez zależności sprawności, współczynnika mocy, prądu i mocy w szczelinie od kąta mocy (czyli kąta między wektorami
napięcia i siły elektromotorycznej wzbudzenia) opisującego stan obciążenia silnika.
Wyznaczono również statyczne charakterystyki mechaniczne tzn. zależność momentu od prędkości obrotowej z uwzględnieniem składowych momentu czyli momentu klatki rozruchowej i momentu zaczepowego magnesów. Całkowity moment
obrotowy jest sumą algebraiczną obu składowych. Charakterystyki te ilustrują własności rozruchowe poszczególnych konstrukcji LSPMSM.
Ponadto zbadano rozkład indukcji w szczelinie maszyny i kształt napięcia indukowanego w uzwojeniu stojana przez wirujące pole magnesów. Amplituda indukcji
w szczelinie zmienia się znacznie w zależności od zastosowanego układu magnesów
w wirniku. Te różnice są widoczne również w kształcie napięcia indukowanego
w uzwojeniu stojana.
8
6
8
4
5, 6, 7
Pel [kW]
2
2
1
4
3
0
-2
-4
-6
-8
0
20
40
60
80
100
120
140
160
kąt mocy[deg]
Rys. 2. Zależność mocy w szczelinie od kąta mocy dla różnych konstrukcji wirnika
Fig. 2. Air gap power vs. torque angle for different rotor construction
180
25
30
25
8
prąd [A]
20
15
1
10
7
5
5
6
2
4
3
0
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
kąt mocy[deg]
Rys. 3. Zależność prądu twornika od kąta mocy dla różnych konstrukcji wirnika
Fig. 3. Armature current vs. torque angle for different rotor construction
1,0
0,8
sprawność
2
5, 6, 7
0,6
3
8
0,4
1
0,2
4
0,0
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
kąt mocy[deg]
Rys. 4. Zależność sprawności (η) od kąta mocy dla różnych konstrukcji wirnika
Fig. 4. Efficiency vs. torque angle for different rotor construction
Na rysunkach 2–6 przedstawiono zbiorcze charakterystyki obciążeniowe ośmiu
rozpatrywanych konstrukcji LSPMSM.
Przedstawione na wykresach charakterystyki pozwalają zauważyć, że najlepsze
właściwości energetyczne (mierzone wartościami współczynnika mocy i sprawności)
26
1,0
2
1
5, 6, 7
0,8
8
0,6
3
cos
0,4
4
0,2
0,0
-0,2
-0,4
0
20
40
60
80
100
120
140
160
180
kąt mocy[deg]
Rys. 5. Zależność współczynnika mocy (cos ϕ) od kąta mocy dla różnych konstrukcji wirnika
Fig. 5. Power factor vs. torque angle for different rotor construction
1,0
0,8
5, 6, 7
2
1
*cos
0,6
3
4
0,4
8
0,2
0,0
0
20
40
60
80
100
kąt mocy[deg]
120
140
160
180
Rys. 6. Zależność iloczynu sprawności (η) i współczynnika mocy (cos ϕ)
od kąta mocy dla różnych konstrukcji wirnika
Fig. 6. Efficiency and power factor product vs. torque angle for different rotor construction
mają cztery z rozważanych konstrukcji, a mianowicie oznaczone numerami 1, 5, 6 i 7.
Są to konstrukcje, których układ magnesów w obrębie jednego bieguna wykazuje
podobieństwo odpowiednio do liter I, V, U, W. Szczególnie wyraźnie widać to na
27
rysunku 6, gdzie iloczyn sprawności i współczynnika mocy wykreślony w funkcji kąta
mocy ma najwyższe przebiegi identyczne dla modeli 5, 6 i 7 i minimalnie niższe dla
modelu 1. Z porównania charakterystyk obciążenia wynika, że ze względu na właściwości przy pracy ustalonej z obciążeniem najlepsze właściwości dają układy magnesów w kształcie liter V, U i W.
Na rysunkach 7–9 pokazano właściwości rozruchowe porównywanych konstrukcji silników. Rysunek 7 przedstawia zależność momentu klatki wirnika od
względnej wartości prędkości obrotowej. Klatki rozruchowe w większości rozpatrywanych konstrukcji wirników są identyczne, mają tą samą ilość prętów i identyczny ich kształt.
40
2, 4, 5, 6, 7
1
moment [N·m]
30
3
20
8
10
0
-10
-20
0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
prędkość obrotowa [pu]
0,7
0,8
0,9
1
Rys. 7. Charakterystyki mechaniczne momentu klatki wirnika dla różnych układów magnesów
Fig. 7. Induction starting torque vs. speed for different rotor construction
Niewielka różnica występuje w modelach 1 i 2, w których pręty klatki w obrębie
bieguna są umieszczone bliżej siebie, z powodu wydłużenia magnesów niemal do
średnicy zewnętrznej wirnika. Istotna duża różnica ma miejsce w przypadku modelu 8.
Tutaj klatka umieszczona w nabiegunniku musi mieć mniejszą powierzchnię bo zajęła
by cały przekrój nabiegunnika. Pozostawiono więc 7 prętów na biegun, ale ich wymiary i kształt są inne. Dlatego moment wytwarzany przez tę klatkę ma mniejszą
wartość. Pozostałe modele mają niemal identyczne charakterystyki przypominające
charakterystykę momentu silnika indukcyjnego będącego podstawą rozpatrywanych
konstrukcji.
28
0
4
3
moment [N·m]
-5
2
6, 7
-10
1
-15
5
8
-20
-25
0
0,2
0,4
0,6
0,8
1
prędkość obrotowa [pu]
Rys. 8. Charakterystyki mechaniczne momentu zaczepowego magnesów wirnika
dla różnych układów magnesów
Fig. 8. Magnet generated cogging torque vs. speed for different rotor construction
40
4
moment całkowity [N·m]
30
3
2
1
20
5, 6, 7
10
0
-10
8
-20
-30
0
0,2
0,4
0,6
0,8
prędkość obrotowa [pu]
Rys. 9. Charakterystyki mechaniczne momentu całkowitego dla różnych układów magnesów
Fig. 9. Total starting torque vs. speed for different rotor construction
1
29
Na rysunku 8 pokazano charakterystyki momentu zaczepowego, stanowiącego
„wrodzoną wadę” silnika z magnesami trwałymi. Moment ten obniża wartość momentu wypadkowego, rozwijanego przez silnik podczas rozruchu (rys. 9). Największą wartość momentu zaczepowego ma konstrukcja nr 8, czyli silnik o biegunach
wydatnych. Następne w kolejności są silniki, które wykazały się najwyższą energooszczędnością. A więc silniki 1, 5, 6 i 7, o konfiguracjach magnesów I, V, U, W.
Mniejszy od nich moment zaczepowy mają silniki 2, 3 i 4. Różnica wartości
momentów całkowitych dla tych dwóch grup nie jest jednak duża, a rozwijany moment w grupie konstrukcji energooszczędnych ma w chwili rozruchu wartość
względną 2,7 a po uzyskaniu 12% prędkości synchronicznej moment ma wartość
względną 1,5.
Dla napędów wentylatorów i pomp kopalnianych norma PN-G-38010:1997 przewiduje minimalny moment rozruchowy o wartości względnej 0,6. Rozpatrywane maszyny spełniają ten warunek.
4. PODSUMOWANIE
Zbadane właściwości eksploatacyjne rozpatrywanych modeli LSPMSM wskazują na to, że modele silników o numerach 5, 6 i 7 (o układach magnesów w kształtach V, U i W) są najbardziej energooszczędne. Ich moment rozruchowy nie należy
do największych, ale uzyskiwane wartości są wystarczające do rozruchu napędów
wentylatorów i pomp kopalnianych. Uzyskane wyniki sugerują, że takie konstrukcje
będą właściwym wyborem dla silników małej mocy napędzających wentylatory lub
pompy.
Praca naukowa finansowana ze środków na naukę w latach 2010–2013 jako projekt badawczy
POIG.01.01.02-00-113/09.
LITERATURA
[1] CHAUDHARI B.N., FERNANDES B.G., Permanent magnet synchronous motor for general
purpose energy efficient drive, IEEE Power Engineering Society Winter Meeting, 2000, Vol. 1,
pp. 213–218.
[2] DAMAKI ALIABAD A., MIRSALIM M., FARROKHZAD ERSHAD N., Line-Start Permanent
Magnet Motors: Significant Improvements in Starting Torque, Synchronization, and Steady State
Performance, IEEE Transactions on Magnetics, 2010, Vol. PP, Iss. 99, pp. 1-1.
[3] GRADINARU V., TUTELEA L., BOLDEA I., 25 kW, 15 krpm, 6/4 PMSM: Optimal design and
torque pulsation reduction via FEM, OPTIM 2008. 11th International Conference on Optimization of
Electrical and Electronic Equipment, 2008, pp. 249–256.
[4] http://www.electricalreview.co.uk/news/119085/WMagnet_motors_reduce_power_usage_by_33_per
cent_increase_machine_uptime_by_80_percent__for_global_textile_manufacturer.html
30
[5] JEONG-TAE SONG, JIAN LI, YUN-HYUN CHO, Design of low cost line-start permanent magnet
motor with optimized rotor shape, 14th Biennial IEEE Conference on Electromagnetic Field Computation (CEFC), 2010, pp. 1–1.
[6] KALLUF F.J.H., POMPERMAIER C., FERREIRA DA LUZ M.V., SADOWSKI N., Modelling of
a line-start permanent magnet motor using finite element method, 5th IET International Conference
on Power Electronics, Machines and Drives (PEMD 2010), 2010, pp. 1–4.
[7] KNIGHT A.M., MCCLAY C.I., The design of high-efficiency line-start motors, IEEE Transactions
on Industry Applications, Vol. 36, No. 6, Nov./Dec. 2000, pp. 1555–1562.
[8] KWANGSOO KIM, SEUNG JOO KIM, WON HO KIM, JONG BIN IM, SUYEON CHO, JU LEE,
The optimal design of the rotor bar for LSPMSM considering the starting torque and magnetic saturation, 14th Biennial IEEE Conference on Electromagnetic Field Computation (CEFC), 2010, pp. 1–1.
[9] SMITH A.C., PERALTA-SANCHEZ E., PURBROOK S., Line-Start Permanent Magnet Motors for
Pump Applications, The 3rd IET International Conference on Power Electronics, Machines and
Drives, 2006, pp. 526– 530.
[10] STOIA D., CERNAT M., JIMOH A.A., NICOLAE, D.V., Analytical design and analysis of LineStart Permanent Magnet Synchronous Motors. AFRICON 2009, pp. 1–7.
[11] TINGTING DING, TAKORABET N., SARGOS F.-M., XIUHE WANG, Design and Analysis of
Different Line-Start PM Synchronous Motors for Oil-Pump Applications, IEEE Transactions on
Magnetics, 2009, Vol. 45 , Iss. 3, pp. 1816–1819.
[12] UGALE R.T., SINGH G., BAKA S., CHAUDHARI B.N., Effective energy conservation for the
agricultural sector using line start permanent magnet synchronous motors, TENCON 2009, IEEE
Region 10 Conference, 2009, pp. 1–5.
[13] WON-HO KIM, KI-CHAN KIM, SEUNG-JOO KIM, DONG-WOO KANG, SUNG-CHUL GO,
HYUNG-WOO LEE, YON-DO CHUN, JU LEE, A Study on the Optimal Rotor Design of LSPM
Considering the Starting Torque and Efficiency, IEEE Transactions on Magnetics, 2009, Vol. 45,
pp. 1808–1811.
[14] WON-HO KIM, JAE-NAM BAE, IK-SANG JANG, JU LEE, Design algorithm using torque separation method for line-start permanent magnet motor, 14th Biennial IEEE Conference on Electromagnetic Field Computation (CEFC), 2010, pp. 1–1.
[15] ZHANG XIAOCHEN, CHENG SHUKANG, LI WEILI, Development of line-start PMSM with
solid rotor for electric vehicles, Vehicle Power and Propulsion Conference, VPPC ’08. IEEE, 2008,
pp. 1–5.
OPERATING PROPERTIES OF
LINE-START PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS MOTOR
Discussed: most often considered was line-start permanent magnet synchronous motor construction.
Project calculations for four pole small power (2 kW) motors with different rotor construction were done.
On this base, main operating parameters of individual construction types where compared. As the basic
properties; efficiency, power factor, armature current as function of load and starting current and torque,
were considered.