ZAŁĄCZNIK 3 Autoreferat, przedstawiający opis dorobku i osiągnięć

dr inż. Konrad Jacek Dąbała
ZAŁĄCZNIK 3
Autoreferat, przedstawiający opis dorobku i osiągnięć naukowych,
w szczególności określonych w art. 16 ust. 2 ustawy o stopniach i tytule
1. Imię i nazwisko
Konrad Jacek Dąbała
2. Posiadane dyplomy, stopnie naukowe
Uzyskany tytuł zawodowy: Magister inżynier
Politechnika Warszawska w Warszawie, Wydział Elektryczny
Zakres: Elektrotechnika
Specjalność: Budowa maszyn i urządzeń elektrycznych
Tytuł pracy magisterskiej dyplomowej: „Maszyna MHD z twornikiem rtęciowym”
Opiekun pracy: dr inż. Grzegorz Kamiński
Data uzyskania tytułu zawodowego: 1982.07.14.
Uzyskany stopień: Doktor nauk technicznych
Instytut Elektrotechniki w Warszawie
Tytuł pracy doktorskiej: „Ograniczanie strat dodatkowych w rdzeniu silnika indukcyjnego
o wirniku klatkowym”
Promotor: Prof. dr hab. inż. Mirosław Dąbrowski
Recenzenci: Prof. dr inż. Tadeusz Śliwiński, Instytut Elektrotechniki
Prof. dr hab. inż. Kazimierz Zakrzewski, Politechnika Łódzka
Data uzyskania stopnia: 1998.12.03 - Uchwała Rady Naukowej Instytutu Elektrotechniki
w Warszawie.
3. Informacje o dotychczasowym zatrudnieniu w jednostkach naukowych
Instytutu Elektrotechniki w Warszawie (Zakład Maszyn Elektrycznych):
1982.09.20 – 1982.12.20 stażysta,
1982.12.21 – 1985.10.31 inż. elektryk,
1985.11.01 – 1999.01.05 st. asystent,
1999.01.01 – obecnie
adiunkt,
1999.02.01 – 1999.12.31 z-ca kierownika Zakładu Maszyn Elektrycznych Instytutu
Elektrotechniki w Warszawie,
2003.02.01 – 2014.11.30 kierownik Zakładu Maszyn Elektrycznych Instytutu
Elektrotechniki w Warszawie.
4. Wskazanie osiągnięcia naukowego, uzyskanego po otrzymaniu stopnia doktora,
stanowiącego znaczny wkład w rozwój dyscypliny elektrotechnika zgodnie z art. 16
ust. 2 ustawy z dnia 14 marca 2003 r. o stopniach naukowych i tytule naukowym
oraz o stopniach i tytule w zakresie sztuki (Dz. U. nr 65, poz. 595 ze zm.) .
a) tytuł osiągnięcia naukowego.
Osiągniecie naukowe to dzieło opublikowane w całości - monografia autorska:
Konrad Jacek Dąbała „Hybrydowa metoda wyznaczania sprawności silników
indukcyjnych” opublikowana w Pracach Instytutu Elektrotechniki, 271/2015, Warszawa
2015, s. 1-145, ISSN-0032-6216.
c) omówienie celu naukowego w/w pracy i osiągniętych wyników, wraz z omówieniem
ich ewentualnego wykorzystania.
2
Wstęp
Zagadnienia związane ze sprawnością silników elektrycznych są obecnie jednym z
elementów działań prowadzących do oszczędności energii przetwarzanej przez te silniki.
Dotyczy to zarówno wymagań obligatoryjnych poziomów sprawności silników jak i metod
wyznaczania ich sprawności.
Autor monografii oszacował, że silniki indukcyjne trójfazowe o mocy 0,75 kW –
375 kW zużywają ok. 26 % światowej energii elektrycznej dostarczonej odbiorcom, co
stanowi ok. 57 % zużycia energii przez wszystkie silniki elektryczne na świecie. Wśród
silników z tego przedziału największy udział w rynku mają silniki 4-biegunowe (ok. 60 %) i
2-biegunowe (ok. 25 %). Silniki indukcyjne trójfazowe o mocach z przedziału (0,75;
750> zużywają ok. 32 % światowej energii elektrycznej dostarczonej odbiorcom, co stanowi
ok. 70 % zużycia energii przez wszystkie silniki elektryczne na świecie. Z tego też powodu
autor monografii skoncentrował swoje zainteresowanie na tej grupie silników.
Cel naukowy pracy
Celem naukowym monografii było opracowanie hybrydowej metody wyznaczania
sprawności w silnikach indukcyjnych, tj. opracowanie systemu wyznaczania sprawności, w
którym uwzględnia się wpływ warunków pomiaru określonych przez wybrane parametry
według zaproponowanych algorytmów na sprawność silnika indukcyjnego klatkowego
budowy zamkniętej. Nazwa „hybrydowa” jest uzasadniona tym, że w metodzie tej proces
pomiarowy połączony jest z obliczeniami wymagającymi danych konstrukcyjnych i
materiałowych silnika, i bazującymi na algorytmach zbliżonych do algorytmów
projektowych, z uwzględnieniem jednak danych z pomiarów. Można wyróżnić następujące
elementy oryginalne metody:
wprowadzenie pojęcia sprawności bezwarunkowej i warunkowej,
opracowanie metodyki uwzględniania wpływu określonych czynników pomiarowych na
sprawność,
propozycja nowego modelu przepływu mocy i metod wyznaczania sprawności;
zastosowanie arytmetyki interwałowej do wyznaczania błędu granicznego sprawności,
propozycje zastosowań urządzeń i przyrządów pomiarowych używanych przy
wyznaczaniu sprawności.
Opis osiągniętych wyników
Wprowadzenie pojęcia sprawności bezwarunkowej i warunkowej
Podstawowym zagadnieniem w ustanawianiu standardowych metod wyznaczania
sprawności jest jak największe zbliżenie uzyskiwanej sprawności konwencjonalnej
(umownej) do rzeczywistej. W tym samym kierunku, tj. do zbliżenia sprawności obliczanej
do rzeczywistej, zmierza doskonalenie metod projektowania maszyn elektrycznych.
Szczególnie istotne w obliczeniach błędu wyznaczania sprawności jest rozróżnienie
między:
– sprawnością bezwarunkową, tj. bez zadanych warunków pomiaru, albo sprawnością
wyznaczaną przy założeniu, że zadane warunki zostały dokładnie spełnione,
– sprawnością warunkową, tj. wyznaczaną np. przy zadanej mocy wydawanej,
zadanym napięciu zasilania, zadanej częstotliwości, temperaturze uzwojeń i innych zadanych
parametrach.
3
W tej drugiej sytuacji należy uwzględnić bowiem wpływ błędu pomiaru wielkości
charakteryzujących warunki wyznaczania sprawności, na błąd samej sprawności. Błąd ten
jest zawsze większy, niż błąd sprawności bezwarunkowej wyznaczanej w taki sam
sposób.
W obliczeniach błędu systematycznego granicznego wyznaczania sprawności
bezwarunkowej można się ograniczyć tylko do uwzględniania błędów pomiaru wielkości
pomocniczych, takich jak moc wejściowa Pin , moc wydawana Pout , całkowite straty mocy Pt
k
lub składniki sumy strat
∑ P , na podstawie których oblicza się sprawność. Natomiast w
l
l =1
obliczeniach błędu wyznaczania sprawności warunkowej trzeba ponadto uwzględnić błąd
nastawiania wielkości charakteryzujących wymagane warunki pomiaru wielkości
pomocniczych wykorzystywanych w obliczaniu sprawności według wybranej metody. W tym
celu trzeba znać fizykalne zależności między mierzonymi wielkościami pomocniczymi a
wielkościami nastawianymi (lub występującymi podczas pomiaru) takimi jak:
a) napięcie,
b) częstotliwość,
c) moc wydawana,
d) współczynnik kształtu napięcia,
e) asymetria napięć zasilających,
f) temperatura powietrza chłodzącego silnik.
Jeżeli warunki pomiaru są określone przez zbiór n wartości X 1w , X 2 w ,..., X nw
wielkości nastawianych X 1 , X 2 ,... X n to w ogólnym przypadku trzeba znać funkcje:
(1)
Pin = f in ( X 1 , X 2 ,... X n )
Pout = f out ( X 1 , X 2 ,... X n )
Pt = f t ( X 1 , X 2 ,... X n )
k
∑ P = f (X , X
l =1
l
P
1
2
,... X n )
(2)
(3)
(4)
Na ich podstawie otrzymuje się, wg przyjętej metody obliczania sprawności, jej
zależność od wielkości nastawianych:
(5)
η = fη ( X 1 , X 2 ,... X n )
Błąd względny każdej wielkości określającej warunki pomiaru:
δX i =
(6)
∆X i
X iw
gdzie i = 1,..., n, oraz ∆X i oznacza błąd bezwzględny pomiaru i-tej wielkości nastawianej,
spowoduje błąd względny sprawności warunkowej:
 ∂f 
δ ηi =  η 
 ∂X i  X
 ∂fη 

 ∂X i  X
przy czym: 
X iw
1 w , X 2 w ,..., X nw
ηw
δX i
(7)
oznacza wartość pochodnej funkcji fη w punkcie określonym
1 w , X 2 w ,..., X nw
przez warunki pomiaru. Natomiast ηw jest tzw. wartością poprawną sprawności, w takim
4
stopniu przybliżoną do wartości rzeczywistej, że w obliczaniu błędu δ ηi różnicę między nimi
można pominąć. Za wartość ηw można przyjąć wyznaczoną sprawność warunkową.
Przyjmując najbardziej niekorzystną sytuację oddziaływania wszystkich błędów
nastawiania na błąd sprawności w tym samym kierunku, otrzymuje się następujące wyrażenie
na błąd względny sprawności warunkowej wywołany błędami nastawiania warunków
pomiaru:
n
 ∂fη 
X iw

δX i
 ∂X i  X = X ηw
δ ηw = ∑ 
i =1
i
(8)
iw
Trudność w obliczaniu błędu δ ηw wynika z niemożliwości analitycznego wyrażenia
funkcji (1-4) oraz (5). Wartości tych funkcji oraz ich pochodnych występujących we wzorach
(7) i (8) można obliczyć tylko za pomocą algorytmów, które pod względem złożoności są
zbliżone do algorytmu projektowania maszyny.
Przeprowadzono obliczenia ilustrujące wpływ trzech pierwszych parametrów a)-c) tj.
napięcia, częstotliwości i mocy wydawanej na sprawność silnika indukcyjnego klatkowego
budowy zamkniętej. Obliczenia wykonano wg algorytmów przedstawionych w monografii.
Dotyczyły one wyznaczenia zarówno sprawności warunkowej jak i bezwarunkowej. Wybrano
metodę bezpośrednią wyznaczania sprawności.
Wyniki tych obliczeń przedstawiono na rysunkach 1 i 2. Błąd względny warunkowy
δηwi maleje ze wzrostem wielkości silnika nawet ok. siedmiokrotnie.
δηwi %
0,04
U
0,03
f
0,02
Pout
0,01
0,00
90 L-4
112 M-4
160 L-4
225 S-4
280 M-4
typ silnika
Rys. 1. Błędy względne warunkowe δηwi od poszczególnych wielkości nastawianych dla różnych
silników
Proporcje w udziale poszczególnych składników tego błędu są różne dla silników o różnej
wielkości: w czterech pierwszych silnikach największy wpływ na ten błąd ma moc
wydawana, w największym silniku – napięcie.
5
δηw %
0,08
0,07
0,06
0,05
0,04
0,03
0,02
0,01
0,00
Pout
f
U
90 L-4
112 M-4
160 L-4
225 S-4
280 M-4
typ silnika
Rys. 2. Błąd względny warunkowy całkowity δηw i jego składowe od poszczególnych wielkości
nastawianych dla różnych silników
∆η p.p.
0,60
0,50
∆ηb
∆ηw
0,40
0,30
0,20
0,10
0,00
90 L-4
112 M-4
160 L-4 225 S-4
typ silnika
280 M-4
Rys. 3. Błąd bezwzględny całkowity ∆η i jego składowe: błąd bezwzględny warunkowy ∆ηw oraz
błąd bezwzględny bezwarunkowy (systematyczny) ∆ηb dla różnych silników (p.p. oznacza punkt
procentowy)
Poza błędem warunkowym sprawności wyznaczono także błąd sprawności
bezwarunkowej, tj. błąd systematyczny dla przyjętej metody bezpośredniej wyznaczania
sprawności. Przyjmując δT = 0,1 %, δn, = 0,1 % oraz δ Pin = 0,3 % (odpowiednio błędy
systematyczne momentu, prędkości obrotowej i mocy pobranej) otrzymuje się wartość tego
błędu δηb = 0,5 %.
Na rysunku 3 przedstawiono całkowity błąd bezwzględny (graniczny) ∆η, który
zawiera się w przedziale (0,44 p.p. − 0,48 p.p.) (p.p. – punkt procentowy) i jego składowe:
błąd bezwzględny warunkowy ∆ηw przedział (0,05 p.p. − 0,01 p.p.) oraz błąd bezwzględny
bezwarunkowy (systematyczny) ∆ηb przedział (0,39 p.p. − 0,47 p.p.) dla różnych silników.
Natomiast na rysunku 4 jest przedstawiony udział błędu bezwzględnego warunkowego ∆ηw w
całkowitym błędzie bezwzględnym ∆η. Udział ten wynosi od ok. 12 % dla najmniejszego
silnika do ok. 1,5 % dla silnika największego.
6
∆η w ∆η %
/
14
12
10
8
6
4
2
0
90 L-4
112 M-4
160 L-4
225 S-4
280 M-4
typ silnika
Rys. 4. Udział procentowy błędu bezwzględnego warunkowego ∆ηw w błędzie bezwzględnym
całkowitym ∆η dla różnych silników.
Opracowanie metodyki uwzględniania wpływu określonych czynników pomiarowych na
sprawność
Metodyki te uwzględniają wpływ trzech pozostałych parametrów d)-f) tj.
odkształcenie napięcia zasilającego, asymetrię napięcia zasilającego i temperaturę powietrza
chłodzącego silnik na sprawność silnika indukcyjnego klatkowego budowy zamkniętej.
Metodyka uwzględnienia wpływu kształtu napięcia zasilającego na sprawność
Na podstawie kilku publikacji autor monografii przedstawił metodę uwzględniania
wpływu kształtu napięcia zasilającego na sprawność silnika. Zastosowano rozkład napięcia i
prądu w szereg Fouriera. Przy założeniu, że silnik jest symetryczny przyjęto schemat
zastępczy jednej fazy silnika typu T, przy czym dla wyższych harmonicznych pomijana jest
gałąź poprzeczna, ponieważ wartość jej jest znacznie większa niż impedancja rozproszenia
wirnika. Z podobnego względu pomijane są rezystancje reprezentujące straty w rdzeniu i
straty mechaniczne, zarówno dla podstawowej jak i wyższych harmonicznych. Przy tych
założeniach obliczany jest prąd k-tej harmonicznej i całkowity prąd wyższych
harmonicznych. Następnie obliczane są straty poszczególne od wyższych harmonicznych.
Przedstawione w literaturze wyniki badań pracy silnika o mocy 2,2 kW zasilanego ze
źródła o różnie odkształconym napięciu (harmoniczne od 1 do 13) dowodzą, że występuje
znaczny wpływ wyższych harmonicznych na sprawność silnika. Największe różnice w
sprawności występują dla 2-giej harmonicznej i są odpowiednio równe 2,12 p.p. (punktu
procentowego), 3,48 p.p., 6,09 p.p. (odpowiednio dla VDF (Voltage Distortion Factor,
VDF=Uk/U1⋅100 %) = 5, 10, 15 %). Nie zawsze rząd harmonicznej przesądza o wielkości
dodatkowych strat przez nią spowodowanych. Na przykład dla VFD = 10 % porządek
harmonicznych powodujących straty od największych do najmniejszych jest następujący: 2,
4, 5, 7, 3, 8, 6, 10, 11, 9, 12, 13. Widać także spory wpływ amplitudy harmonicznej na straty
np. dla 2 harmonicznej różnica między 5 a 15 % powoduje zmniejszenie sprawności aż o
3,97 p.p.
Metodyka uwzględnienia wpływu asymetrii napięcia zasilającego na sprawność
Na podstawie kilku publikacji oraz własnych propozycji autor monografii przedstawił
metodę uwzględnienia wpływu asymetrii napięcia zasilającego na sprawność. Zastosowano
metodę składowych symetrycznych oraz zaproponowano wzory dogodne do obliczeń wpływu
asymetrii amplitudowej i fazowej na sprawność silnika.
7
Przedstawione w literaturze wyniki badań pracy silnika o mocy 2,2 kW zasilanego w
różnych warunkach asymetrycznego zasilania pokazują, że maksymalna różnica w
sprawności wynosząca 3,27 p.p. wystąpiła przy asymetrii wartości skutecznych obniżonych
(w stosunku do znamionowych) we wszystkich fazach. Sprawność przy asymetriach wartości
skutecznych obniżonych jest średnio o 2,8 p.p. niższa niż przy zasilaniu symetrycznym i
średnio o 0,4 p.p. niższa przy asymetriach wartości skutecznych podwyższonych. Przy
asymetrii fazowej jednej fazy tylko o 6,9º różnica w sprawności wynosi 0,76 p.p., natomiast
przy asymetrii fazowej dwóch faz o 8,1º i o 4º aż 1,55 p.p.. Można więc wysnuć wniosek, że
stosunkowo niewielka asymetria fazowa powoduje dość znaczne obniżenie sprawności
silnika.
Metodyka uwzględnienia wpływu temperatury powietrza chłodzącego na sprawność
silnika
Zaproponowano dwie metody wyznaczenia wpływu temperatury powietrza
chłodzącego obiegu zewnętrznego silnika indukcyjnego klatkowego budowy zamkniętej na
sprawność. Jedna nazywana metodą B wg normy amerykańskiej i kanadyjskiej oraz druga z
wykorzystaniem Zastępczej Sieci Cieplnej (ZSC) silnika.
W celu porównania wyników sprawności wyznaczanych różnymi metodami w
zależności od temperatury otoczenia zostały przeprowadzone obliczenia dla silnika 132 M-4,
PN = 7,5 kW, UN = 380 V, połączenie uzwojenia stojana w trójkąt. Straty zostały przyjęte z
pomiarów. Z analizy wyników obliczeń wynika, że różnice między sprawnością obliczoną
metodą B i metodą zastępczej sieci cieplnej zależne są od temperatury otoczenia i zmieniają
się od –0,01 p.p. do 0,16 p.p. dla analizowanego silnika. Oznacza to, że np. przy ϑo = 20 ºC
(średnia temperatura występująca w laboratorium) nieuwzględnienie zmiany przyrostu
temperatury w zależności od temperatury otoczenia (czyli niezastosowanie metody ZSC)
prowadzi do zawyżenia sprawności analizowanego silnika o 0,06 p.p.
Propozycja nowego modelu przepływu mocy i metod wyznaczania sprawności
Na rys. 5 przedstawiono propozycję autora monografii nowego schematu przepływu
mocy w silniku indukcyjnym klatkowym z uwzględnieniem rozdziału strat w rdzeniu na
podstawowe i dodatkowe jałowe oraz rozdziału strat dodatkowych obciążeniowych na stojan i
wirnik.
Schematowi temu odpowiada układ równań:
Pin = Pws + PFep + Pals + Pi
Pi = Pwr + Pa0 + Palr + Pm + Pout
Pm = Pmbe + Pmv
Przy czym:
PFep
– straty mocy w rdzeniu podstawowe,
Pals
– straty dodatkowe obciążeniowe w stojanie,
Pa0
– straty dodatkowe jałowe,
Palr
– straty dodatkowe obciążeniowe w wirniku.
Propozycja 1 nowej metody wyznaczania sprawności silników indukcyjnych
klatkowych polega na przyjęciu schematu rozpływu mocy z rys. 5. Różnice w stosunku do
metody 1 z IEC 61972 polegają na:
- Rozdzieleniu strat w rdzeniu PFe na straty podstawowe PFep ulokowane w stojanie i
straty dodatkowe jałowe Pa0 ulokowane w wirniku. Rozdział strat w rdzeniu z biegu
jałowego PFe na te dwa składniki można przyjąć (na podstawie wyników badań
własnych autora monografii) jako PFep / PFe = 0,6 oraz Pa0 / PFe = 0,4 .
8
-
Rozdzieleniu strat dodatkowych obciążeniowych Pal na stojan i wirnik w stosunku 1:1.
Z danych literaturowych wynika, że rozkład tych strat pomiędzy stojan Pals i wirnik
Palr zależy od cech konstrukcyjnych, materiałowych i technologicznych silnika, np. w
silniku o 28 żłobkach wirnika Pals / Palr = 20 % / 80 %, a w silniku o 44 żłobkach
wirnika Pals/Palr=65 % /35 %. Z obliczeń autora monografii dla silnika 160 L-4 o 28
żłobkach wirnika Pals / Palr = 60 % / 40 %. Wobec powyższych faktów zdecydowano,
że przyjęcie Pals / Palr = 50 % / 50 % będzie rozwiązaniem kompromisowym.
Pozostałe punkty algorytmu są takie same jak w metodzie 1 z IEC 61972.
Odmianą Propozycji 1 jest metoda, w której proporcje rozdziału strat zarówno
dodatkowych jałowych Pa0 jak i obciążeniowych Pal nie są przyjmowane a obliczane. Autor
monografii jest współautorem algorytmu obliczania strat dodatkowych jak również analiz
porównawczych wyników obliczeń i badań tych składników strat.
P in=16735 W
P ws=593 W
P Fep =194 W
P als=172 W
P i=15776 W
P wr =427 W
P a0 =119 W
P alr =172 W
P im =15058 W
P m =58 W
P out=15000 W
Rys. 5. Propozycja nowego schematu przepływu mocy w silniku indukcyjnym klatkowym w
znamionowym stanie obciążenia (silnik 160 L-4 o mocy znamionowej 15 kW, 2p = 4, η = 89,6 %
(metoda Propozycja 1)). Szerokość strumieni jest proporcjonalna do poszczególnych mocy
Podobnie jak w Propozycji 1 schemat rozpływu mocy w Propozycji 2 jest ten sam (wg
rys. 5). Różnice w stosunku do Propozycji 1 polegają na:
-
uwzględnieniu spadku napięcia podczas obciążenia nie tylko na rezystancji uzwojenia
stojana ale także jego reaktancji Na rys. 6 przedstawiono sposób wyprowadzenia
napięcia zredukowanego, przy uwzględnieniu obu wielkości.
9
jXphIph
Uph
Uph
Ubph
ϕ
Uaph
Iph
ϕ
ϕ
ϕ R I
ph ph
Uiph
Rys. 6. Wykres fazorowy (jednej fazy) dla obciążenia znamionowego silnika indukcyjnego
klatkowego
− I R cos ϕ − I X sin ϕ
ph
ph ph
ph ph
U
=I X
cos ϕ − I R sin ϕ
bph
ph ph
ph ph
U
U
aph
=U
iph
= U 2 +U 2
aph
bph
2
2


 3

3
3
3
U = U −
IR cos ϕ −
IX sin ϕ  + 
IX cos ϕ −
IR sin ϕ 
i
2
2
2


 2

przy czym:
U (Uph)
Ui (Uiph)
Uaph Ubph
Ur
I (Iph)
cos ϕ
R (Rph)
X (Xph)
j
-
napięcie międzyfazowe (fazowe),
siła elektromotoryczna międzyfazowa (fazowa),
napięcia fazowe pomocnicze,
napięcie zredukowane,
prąd liniowy (fazowy),
współczynnik mocy,
rezystancja uzwojenia stojana międzyprzewodowa (fazowa),
impedancja uzwojenia stojana międzyprzewodowa (fazowa),
jednostka urojona.
straty mechaniczne zostały uzależnione od poślizgu s podczas obciążenia wg wzoru
Pms = Pm (1-s)2 lub Pms = Pm (1-s)2,5,
lub gdy znane są straty tarcia w łożyskach Pmbe i straty wentylacyjne Pmv:
Pms = Pmbe(1-s) +Pmv (1-s)3.
Pozostałe punkty algorytmu są takie same jak w metodzie 1 z IEC 61972 i Propozycji 1.
Zastosowanie arytmetyki interwałowej do wyznaczania błędu granicznego sprawności
Autor monografii zaproponował zastosowanie interwałów do wyznaczania błędu
granicznego sprawności.
10
Na podstawie literatury można stwierdzić, że:
− środek interwału odpowiada wynikowi pomiaru,
− zaś promień interwału odpowiada błędowi granicznemu.
Jednak wielkości wynikowe otrzymywane po obliczeniach na podstawie określonej
funkcji przetwarzania metodą interwałową i klasyczną nie muszą być tożsame. W dalszej
części opisu autor monografii przeprowadził analizę tych zależności.
W przypadku metody bezpośredniej wyznaczania sprawności wartość środkowa
interwału ηmid wynosi
ηmid
T −n− T + n+
+ −
1 P −T − n − + Pin+T + n +
Pin+
Pin
= 0,105
= 0,105 in
2
2
Pin+ Pin−
(9)
zaś w metodzie klasycznej wynik pomiaru wynosi
T + + T − n+ + n−
1 T + n+ + T + n− + T −n+ + T −n−
2
=
0
,
105
η = 0,105 2 +
Pin + Pin−
2
Pin+ + Pin−
2
(10)
gdzie:
T + , T − , n + , n − , Pin+ , Pin− − krańce interwałów odpowiednio: momentu [T], prędkości obrotowej
[n], mocy pobranej [Pin], które w są także ± błędami granicznymi tych wielkości. Autor
monografii udowodnił w swojej publikacji, że współczynnik k (11) będący ilorazem
wartości środkowej interwału (9) i wyniku pomiaru (10) jest równy lub większy od 1, co
oznacza, że wartość środkowa interwału jest dla metody bezpośredniej zawsze równa lub
większa niż wynik pomiaru.
2
k=
2
Pin− Pin+T + n + + Pin− Pin+T − n − + Pin− T − n − + Pin+ T + n +
Pin− Pin+T + n + + Pin− Pin+T − n − + Pin− Pin+T + n − + Pin− Pin+T − n +
(11)
Promień interwału dla metody bezpośredniej można przedstawić jako
rad([η ]) = η mid
δ n + δT + δ P + δ n ⋅ δT ⋅ δ P
1 − δ P2
in
in
(12)
in
zaś błąd bezwzględny graniczny sprawności
(13)
∆η = η (δ T + δ n + δ Pin )
Z porównania wzorów (12) i (13) wynika, że promień interwału dla metody
bezpośredniej jest większy niż błąd graniczny, ponieważ błąd względny wyznaczany dla
interwału jest większy i wartość środkowa interwału jest większa niż wynik pomiaru. Warto
zauważyć, że pomijając w (12) iloczyn błędów granicznych i kwadrat błędu granicznego
mocy pobranej, jako pomijalnie małych, otrzymuje się wyrażenie na błąd względny graniczny
sprawności takie same jak (13).
Autor monografii wykonał przykładowe obliczenia wg obu metod dla silnika o mocy
znamionowej PN = 75 kW:
- promień interwału = 0,586148 %
- błąd graniczny =
0,586147 %
- wartość środkowa interwału = 95,063998 %
- wynik pomiaru
= 95,063364 %.
11
Można zauważyć, że promień interwału jest większy niż błąd graniczny, a wartość środkowa
interwału jest większa niż wynik pomiaru. Praktycznie, wynik wyznaczania sprawności
otrzymywany wg obu metod jest taki sam i wynosi 95,1 ± 0,6 %.
Propozycje zastosowań urządzeń i przyrządów pomiarowych używanych przy
wyznaczaniu sprawności
Przy wyznaczaniu sprawności silników indukcyjnych mierzy się wielkości elektryczne
(np. moc pobieraną) oraz wielkości mechaniczne takie jak moment na wale silnika i prędkość
obrotową. Jednym z podstawowych wymagań w czasie pomiarów jest zapewnienie
jednoczesności pomiaru tych wielkości. Cyfrowe analizatory mocy jakie współcześnie są
używane w laboratoriach, wyznaczają moc na podstawie jej definicji tzn. całkują w
określonym czasie iloczyn wartości chwilowych napięcia i prądu silnika. Ten czas to zwykle
ok. 0,5 sekundy. Aby zapewnić „jednoczesność pomiaru” w tym czasie należy utrzymać stałe
obciążenie. Stabilność obciążenia może zapewnić odpowiednia hamownica. Z doświadczenia
autora monografii wynika, że drugim problemem jest pomiar momentu na wale – dotyczy to
zarówno samego przyrządu pomiarowego (momentomierza) o odpowiedniej konstrukcji i
klasie jak również sposobu jego sprzęgnięcia, tak aby wykluczyć momenty zakłócające
pomiar wielkości mierzonej. Dlatego w Zakładzie Maszyn Elektrycznych Instytutu
Elektrotechniki w latach 2004-2005 została opracowana i wykonana hamownica prądu
stałego o mocy 15 kW wraz z układem energoelektronicznym zapewniającym zwrot energii
do sieci. W roku 2006 opracowano i wykonano drugą hamownicę także o mocy znamionowej
15 kW, ale tym razem prądu przemiennego również z układem energoelektronicznym
zapewniającym zwrot energii do sieci oraz dodatkowo z pomiarem momentu reakcji stojana.
Używając obu hamownic przeprowadzono badania trzech silników indukcyjnych klatkowych
o różnej ilości biegunów i takiej mocy, że ich moment znamionowy był zbliżony. Pomiar
momentu wykonano za pomocą trzech mierników: momentomierzem (wałkiem skrętnym),
czujnikiem siły (pomiar reakcji stojana), wagą elektroniczną (pomiar reakcji stojana).
Z przeprowadzonych badań i ich analizy wynika, że najbardziej odpowiednim
miernikiem do pomiaru momentu (który ma kluczowe znaczenie przy wyznaczaniu
sprawności) jest momentomierz (wałek skrętny) i pomiar momentu bezpośrednio na wale
silnika. Obecnie na rynku oferowane są momentomierze nawet klasy 0,1 odporne na
momenty pasożytnicze (np. od sprzęgnięcia).
Z punktu widzenia jakości pomiarów przeważa hamownica prądu stałego. Wynika to:
- z większych wartości współczynników korelacji, gdyż prawie we wszystkich
pomiarach są znacząco większe dla tej właśnie hamownicy, co świadczy o
mniejszym rozrzucie strat resztkowych w funkcji kwadratu momentu,
- z faktu, że w układzie pomiarowym z hamownicą prądu stałego występują 3krotnie mniejsze wahania mocy pobieranej przez silnik badany niż w układzie z
hamownicą prądu przemiennego.
Przykładowe wyniki hybrydowej metody wyznaczania sprawności
Na rys. 7 przedstawiono przykładowe wyniki wyznaczania sprawności silnika o
przyjętej mocy znamionowej 2 kW metodą klasyczną i hybrydową. Różnica w tym przypadku
wynosi 1,35 p.p. i nie wpływa na stratę klasy sprawności silnika IE (IE – International
Efficiency), ale może się zdarzyć, że badany przez nas silnik może stracić klasę IE tylko z
powodu niesprzyjających warunków w czasie pomiarów, co jest krzywdzące dla producenta
silnika. Świadczy to o potrzebie stosowania hybrydowej metody wyznaczania sprawności
silnika indukcyjnego.
12
Rys. 7. Wyniki sprawności wyznaczone metodą klasyczna i hybrydową
Podsumowanie
Na podstawie 15 publikacji autorskich, 9 publikacji współautorskich, jednej pracy
współautorskiej niepublikowanej, bezpośrednio związanych z tematyką monografii oraz prac
własnych niepublikowanych zamieszczonych w monografii, autor przedstawił hybrydową
metodę wyznaczania sprawności silników indukcyjnych.
Hybrydowa metoda wyznaczania sprawności silnika indukcyjnego oznacza system
wyznaczania sprawności, w którym uwzględnia się wpływ warunków pomiaru określonych
przez wybrane parametry według zaproponowanych algorytmów na sprawność silnika
indukcyjnego klatkowego budowy zamkniętej. Nazwa „hybrydowa” jest uzasadniona tym, że
w metodzie tej proces pomiarowy połączony jest z obliczeniami wymagającymi danych
konstrukcyjnych i materiałowych silnika, i bazującymi na algorytmach zbliżonych do
algorytmów projektowych, z uwzględnieniem jednak danych z pomiarów.
Metoda ta ma duże znaczenie praktyczne, ponieważ potrzebne są metody służące do
weryfikacji wartości sprawności silników, które zapewniają użytkownikom silników
sprawdzenie sprawności deklarowanych przez producentów silników i zapewniająca warunek,
aby wyznaczana sprawność miała wartość jak najbardziej zbliżoną do sprawności
rzeczywistej, ponieważ użytkownicy silników indukcyjnych trójfazowych zainteresowani są
konkretnymi korzyściami z zaoszczędzonej energii.
Stosowanie tej metody jest także korzystne dla producentów silników, ponieważ np.
niedostateczne uwzględnianie warunków pomiaru (chociaż zgodne z normami) prowadzi do
obniżenia sprawności badanego silnika. Stąd potrzeba rozwijania i udoskonalania metod
wyznaczania sprawności tej grupy silników elektrycznych.
Monografia ma charakter interdyscyplinarny. Wykorzystane są następujące dyscypliny
nauki:
− teoria maszyn elektrycznych,
− badania maszyn elektrycznych,
− metrologia elektryczna,
− elektrotechnika teoretyczna,
− algebra abstrakcyjna,
− teoria interwałów,
13
− aplikacje bazodanowe,
− programowanie w języku Delphi.
Monografia, oprócz opisanych metod, metodyki oraz sposobów obliczeń, została
wzbogacona o przykłady wyników badań laboratoryjnych i obliczeń konkretnych,
istniejących silników. Do obliczeń tych zostały napisane aplikacje lub użyte komercyjne
oprogramowanie.
Do oryginalnych osiągnięć autora monografii można zaliczyć:
• oszacowanie ilości energii elektrycznej dostarczonej odbiorcom zużywanej przez
silniki indukcyjne trójfazowe;
Na podstawie analizy danych oszacowano, że silniki indukcyjne trójfazowe o mocy
0,75 kW – 375 kW zużywają ok. 26 % światowej energii elektrycznej dostarczonej
odbiorcom, co stanowi ok. 57 % zużycia energii przez wszystkie silniki elektryczne na
świecie, natomiast silniki indukcyjne trójfazowe o mocach z przedziału (0,75; 750>
kW zużywają ok. 32 % światowej energii elektrycznej dostarczonej odbiorcom, co
stanowi ok. 70 % zużycia energii przez wszystkie silniki elektryczne na świecie.
Oszacowanie to dowiodło, że silniki indukcyjne trójfazowe stanowią największą grupę
odbiorów. Dlatego zagadnienia związane ze zwiększaniem sprawności tych silników
niosą największy potencjał prowadzący do oszczędności energii.
• wprowadzenie pojęcia sprawności bezwarunkowej i warunkowej;
Zdefiniowano pojęcie sprawności warunkowej oraz określono sposób wyznaczania
błędu tej sprawności. Różnica między sprawnością bezwarunkową a warunkową polega
na tym, że trzeba przy jej wyznaczaniu dodatkowo uwzględnić błąd nastawiania
wielkości charakteryzujących wymagane warunki pomiaru wielkości pomocniczych
wykorzystywanych w obliczaniu sprawności według wybranej metody. W tym celu
trzeba znać fizykalne zależności między mierzonymi wielkościami pomocniczymi a
wielkościami nastawianymi (lub występującymi podczas pomiaru).
Trudność w obliczaniu błędu sprawności warunkowej wynika z niemożliwości
analitycznego wyrażenia funkcji mocy i strat oraz ich pochodnych zależnych od
wielkości nastawianych. Wartości tych funkcji oraz ich pochodnych można obliczyć
tylko za pomocą algorytmów, które pod względem złożoności są zbliżone do algorytmu
projektowania maszyny. Takie algorytmy zostały także opracowane i przedstawione w
monografii.
• opracowanie metodyki uwzględniania wpływu określonych czynników
pomiarowych na sprawność;
Opracowano i przedstawiono metody pozwalające na wyznaczenie wpływu takich
wielkości występujących podczas pomiaru jak:
a) napięcie,
b) częstotliwość,
c) moc wydawana,
d) kształt napięcia,
e) asymetria napięć zasilających,
f) temperatura powietrza chłodzącego silnik
na sprawność warunkową.
• nowy model przepływu mocy i metody wyznaczania sprawności;
Opracowano i przedstawiono nowy model przepływu mocy w silniku, modyfikacje strat
w rdzeniu i strat mechanicznych oraz związane z tym nowe metody wyznaczania
sprawności. Odzwierciedlają one zjawiska fizyczne występujące w silniku w sposób
bardziej poprawny od dotychczas używanych metod.
• zastosowanie arytmetyki interwałowej do wyznaczania błędu granicznego
sprawności;
14
Po raz pierwszy zaproponowano użycie interwałów do wyznaczenia błędu granicznego
sprawności. Zaletą stosowania algebry interwałowej do wyznaczania błędu granicznego
sprawności silników indukcyjnych klatkowych w stosunku do metody klasycznej jest
brak konieczności wyznaczania pochodnych. Poza tym może ona służyć do weryfikacji
poprawności wyników otrzymanych z metody klasycznej.
• propositions of applying of devices and measurement instruments using in
efficiency determination.
Na podstawie wyników przeprowadzonych badań laboratoryjnych silników o zbliżonym
momencie znamionowym i o różnej liczbie par biegunów, obciążanych dwoma
rodzajami hamownic, z pomiarem momentu w trzech układach określono, że z punktu
widzenia wyznaczania sprawności najodpowiedniejszą hamownicą jest hamownica
prądu stałego. Charakteryzuje się ona bowiem 3-krotnie mniejszymi wahaniami mocy.
Drugim bardzo ważnym elementem w układzie pomiarowym jest zapewnienie
jednoczesności pomiaru wielkości elektrycznych i mechanicznych, co jest realizowane
za pomocą cyfrowych analizatorów mocy. Trzecim wymaganiem jest stosowanie do
pomiaru momentu momentomierzy jak najmniej wrażliwych na zakłócenia pochodzące
od sprzęgnięcia silnika z momentomierzem i hamownicą.
Publikacje autorskie i współautorskie związane bezpośrednio z tematyką rozprawy
pochodzą z okresu kilkunastu lat. W tym czasie niektóre elementy metody hybrydowej,
prezentowane przez autora monografii np. na konferencjach międzynarodowych zostały
wprowadzone do norm. Przykładem może być uwzględnianie spadku napięcia na rezystancji
stojana do wyznaczenia strat w rdzeniu podczas obciążenia (chociaż nadal nie uwzględnia się
spadku napięcia na impedancji stojana), a z ostatniego okresu (luty 2015 rok) uwzględnienie
(w sposób uproszczony) zmniejszenia strat mechanicznych podczas obciążenia na skutek
zmniejszenia prędkości kątowej silnika w tym stanie. Fakty te potwierdzają zasadność prac
badawczo-rozwojowych związanych z tą tematyką, stanowią bowiem one podstawę do
wprowadzania nowych metod lub ich modyfikacji do praktyki laboratoryjnej poprzez
zatwierdzanie ich w dokumentach normalizacyjnych.
5. Omówienie pozostałych osiągnięć naukowo-badawczych wnioskodawcy
W 1982 roku ukończyłem Wydział Elektryczny Politechniki Warszawskiej w
Warszawie, a za moją pracę magisterską pt. „Maszyna MHD z twornikiem rtęciowym”
otrzymałem I nagrodę (ex aequo) w konkursie na najlepszą pracę dyplomową (magisterską)
wykonaną na Wydziale Elektrycznym Politechniki Warszawskiej w roku akademickim
1981/82 (skan zaświadczenia w załączniku 8).
W roku 1982 rozpocząłem pracę w Zakładzie Maszyn Elektrycznych Instytutu
Elektrotechniki w Warszawie, gdzie w początkowym okresie zajmowałem się zagadnieniami
cieplno-wentylacyjnymi w silnikach indukcyjnych, a następnie zjawiskami pasożytniczymi w
tych maszynach. W 1998 roku uzyskałem stopień doktora nauk technicznych. W mojej pracy
na stopień doktora pt. „Ograniczanie strat dodatkowych w rdzeniu silnika indukcyjnego o
wirniku klatkowym” m.in. przedstawiłem wyniki badań, które dowodziły, że za pomocą
odpowiednich zabiegów konstrukcyjno-technologicznych można znacznie zmniejszyć straty
dodatkowe w silniku indukcyjnym o wirniku klatkowym – zarówno jałowe jak i
obciążeniowe – zwiększając w ten sposób sprawność silnika bez zwiększania masy jego
materiałów czynnych. Promotorem pracy był pan prof. dr hab. inż. Mirosław Dąbrowski.
Po doktoracie moje zainteresowania koncentrują się głównie na badaniach
doświadczalnych i modelowych składników strat oraz metodach wyznaczania sprawności w
silnikach indukcyjnych niskiego napięcia, a w ostatnich latach również na zagadnieniach
metod projektowania i konstrukcji maszyn elektrycznych z magnesami trwałymi, a w
15
szczególności na silnikach do napędu bezpośredniego pojazdów elektrycznych (tzw. „silnik w
kole”) oraz prądnic do zastosowań w odnawialnych źródłach energii.
Doświadczenia i wiedza zdobyta w czasie realizacji tej tematyki umożliwiła mi udział
a w ostatnich latach także kierowanie wieloma projektami, zarówno celowymi z fabrykami
maszyn elektrycznych, jak i badawczymi i rozwojowymi. W tabeli 1 zestawiłem informacje
dotyczące tej działalności. Szczegółowe informacje dotyczące zrealizowanych projektów są
przedstawione w „Załączniku 5 Wykaz opublikowanych prac naukowych ...” .
Tab. 1. Projekty zrealizowane przez habilitanta
Rodzaj projektu
Ilość projektów Charakter udziału
Projekt celowy
2
Kierownik
Projekt celowy
25
Wykonawca
Projekt badawczy
1
Kierownik
Projekt badawczy
3
Wykonawca
Projekt rozwojowy
1
Kierownik
Projekt rozwojowy
1
Wykonawca
Należy podkreślić wdrożeniowy charakter zrealizowanych projektów celowych. Wiele
opracowanych w ramach tych projektów typów i odmian silników indukcyjnych
klatkowych są produkowane do dziś. Za wdrożenia nowych odmian silników
indukcyjnych w przemyśle w 2006 roku otrzymałem Brązowy Krzyż Zasługi (skan w
Załączniku 8)).
Wśród odmian silników indukcyjnych klatkowych są silniki o wysokiej sprawności.
Realizowałem prace dotyczące podwyższenia sprawności w tych silnikach, jak również
dotyczące metod wyznaczania sprawności silników. Jednym z efektów tych prac było
opracowane w 2014 roku zgłoszenie patentowe nr P.407145 pt. „Zamknięcie żłobka w
maszynie elektrycznej”. Rozwiązanie zaproponowane w tym zgłoszeniu podwyższa
sprawność silnika bez zwiększania jego masy. W latach 1997-2013 prowadziłem nadzór
merytoryczny i wykonawczy nad wyznaczaniem sprawności silników indukcyjnych wg
normy kanadyjskiej CSA 390, pod nadzorem CSA (Canadian Standard Association), (w
latach 2009-2012 po uzyskaniu certyfikatu CSA wg normy ISO/IEC 17025:2005 (skan w
Załączniku 8)). Wyznaczono w ten sposób sprawność w 161 silnikach. Ekspertyzy te
umożliwiły weryfikację założeń konstrukcyjnych i wykonawczych silników o wysokiej
sprawności oraz eksport tych silników przez nasze fabryki maszyn elektrycznych do Kanady i
USA. Doświadczenia zdobyte m.in. w czasie przeprowadzania tak dużej ilości ekspertyz
zaowocowały opracowaniem hybrydowej metody wyznaczania sprawności w silnikach
indukcyjnych, która została przedstawiona w monografii autorskiej.
Jestem współautorem 5 zrealizowanych oryginalnych osiągnięć projektowych i
konstrukcyjnych dotyczących: hamownic prądu stałego i przemiennego z możliwością
oddawania energii do sieci, prądnicy o małej prędkości obrotowej przeznaczonej do
stosowania w odnawialnych źródłach energii, pojazdu elektrycznego z napędem
bezpośrednim oraz elektronicznego wyłącznika kondensatora rozruchowego silnika
jednofazowego. Jestem także współautorem koncepcji prądnicy zawartej w otrzymanym w
2009 roku patencie nr P.389970 pt. „Prądnica synchroniczna bezszczotkowa z
niezależnie wirującymi biegunami”. Jednym z efektów tych opracowań były 4 medale (w
tym 1 złoty), 2 dyplomy i list gratulacyjny otrzymane na międzynarodowych wystawach
wynalazków (skany w Załączniku 8).
Podstawą prowadzenia prac badawczych (przed i po doktoracie) były przede
wszystkim prace prowadzone w ramach działalności statutowej., oprócz tego w Resortowym
Programie Badań Podstawowych i projekcie badawczym. Powstały 32 takie prace, a 10 z
16
nich uzyskały nagrody lub wyróżnienia w „Konkursie na najlepszą pracę naukową badawczą opracowaną w Instytucie Elektrotechniki”. Były one także podstawą do publikacji.
W tabeli 2 zestawiono ilość publikacji po doktoracie, a w tab. 3 moje wskaźniki
bibliometryczne.
Tab. 2. Zestawienie publikacji po doktoracie
Typ publikacji
Liczba publikacji
Publikacje naukowe w czasopismach z bazy
Journal Citation Reports (JCR)
Monografie, publikacje naukowe w
czasopismach innych niż znajdujące się w
bazie JCR
Opracowania zbiorowe, dokumentacja prac
badawczych
Referaty na międzynarodowych lub
krajowych konferencjach tematycznych
Referaty na krajowych konferencjach
tematycznych
Razem
Opracowania zbiorowe ekspertyz
Razem
w
tym
autorskich
publikacji
1
1
21
6
18
8
5
5
9
6
54
26
98
152
0
26
Tab. 3. Zestawienie wskaźników bibliometrycznych
Wskaźnik
Liczba
Sumaryczny impact factor według listy Journal Citation Reports (JCR), zgodnie z
rokiem opublikowania
0,914
Liczba cytowań publikacji według bazy Web of Science (WoS)
brak
Liczba cytowań publikacji według bazy wg Google Scholar (bez autocytowań)
18
Liczba cytowań publikacji według bazy wg Microsoft Academic Search (bez
autocytowań)
2
Liczba cytowań (bez autocytowań), których nie ma w żadnej bazie, a które
wyszukał habilitant
11
Indeks Hirscha według bazy Web of Science (WoS)
brak
Indeks Hirscha wg Google Scholar
3
Indeks Hirscha wg Microsoft Academic Search
1
Moja współpraca z ośrodkami zagranicznymi polegała na realizacji projektów w
ramach Centrum Doskonałości (2 wyjazdy, 2003, 2005, Finlandia, Włochy) oraz współpracy
dwustronnej (8 wyjazdów, 1985-2011, Czechosłowacja, Bułgaria, Jugosławia, Chiny,
Czechy)
Pełnię funkcję przewodniczącego Komitetu Technicznego Polskiego Komitetu
Normalizacyjnego nr 56 ds. Maszyn Elektrycznych Wirujących oraz Narzędzi Ręcznych i
Przenośnych o Napędzie Elektrycznym (od 2011 roku) oraz brałem lub biorę udział w 8
komisjach i zespołach powołanych przez dyrektora Instytutu Elektrotechniki.
17
Recenzowałem publikacje w czasopismach krajowych przedstawionych w tab. 4.
Tab. 4. Recenzje
[1] Przegląd Elektrotechniczny, 2015 r., 1 manuskrypt publikacji
[2] Prace Instytutu Elektrotechniki, 2014-2015, 2 manuskrypty publikacji
[3] Zeszyty Problemowe - Maszyny Elektryczne, 2014-2015, 4 manuskrypty publikacji
W latach 2008-2015 byłem członkiem Rady Naukowej Instytutu Elektrotechniki XVI
i XVII kadencji. Od 2003 roku do 2014 roku pełniłem funkcję kierownika Zakładu Maszyn
Elektrycznych Instytutu Elektrotechniki.
Od 2014 roku jestem prezesem koła nr 601 Stowarzyszenia Elektryków Polskich przy
Instytucie Elektrotechniki.
W latach 2005-2007 odbyłem szkolenia z zakresu niepewności pomiaru, zarządzania
procesami ISO 9001:2000, oznakowania CE wyrobów elektrotechnicznych wykonywanych w
IEl dla klientów zewnętrznych, oraz studia podyplomowe związane z zarządzaniem w
jednostkach badawczo – rozwojowych.
Szczegółowe dane przedstawione w powyższym punkcie 5 autoreferatu znajdują się w
załączniku 5, zaś skany dokumentów, dyplomów itp. w załączniku 8.
podpis wnioskodawcy
18