właściwości eksploatacyjne silników synchronicznych o rozruchu
Transkrypt
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.