możliwości wykorzystania silników

Nr 59
Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych
Politechniki Wrocławskiej
Nr 59
Studia i Materiały
Nr 26
2006
napęd elektryczny, silniki
reluktancyjne, sterowanie
Stanisław AZAREWICZ*, Adam ZALAS ∗
F
MOŻLIWOŚCI WYKORZYSTANIA SILNIKÓW
RELUKTANCYJNYCH Z ROZRUCHEM ASYNCHRONICZNYM
DO PRACY W CIEKŁYCH GAZACH
W artykule przedstawiono możliwości wykorzystania silników reluktancyjnych o rozruchu asynchronicznym do pracy w ciekłych gazach dielektrycznych. W szczególności dotyczy to urządzeń pracujących w ciekłym gazie naturalnym LNG o temperaturze –1610 C. Podano wyniki badań materiałów konduktywnych i magnetycznych w niskiej temperaturze. Uzyskane wyniki badań umożliwiły
wykonanie obliczeń symulacyjnych podstawowych zmian parametrów eksploatacyjnych silnika reluktancyjnego małej mocy po schłodzeniu go do temperatury ciekłego gazu. Uzyskane wyniki porównano z wynikami badań eksperymentalnych typowego silnika indukcyjnego klatkowego o analogicznej mocy.
1. WSTĘP
Rozwój cyfrowych technik sterowania i ich coraz bardziej powszechne zastosowanie w przemyśle powoduje, że napędy z ich wykorzystaniem stają się akceptowalnym
standardem także w stosunkowo prostych rozwiązaniach, stosowanych w wielu dziedzinach gospodarki. Wymagania ekonomiczne powodują jednakże, że poszukuje się
możliwie tanich, niezawodnych rozwiązań, spełniających jednocześnie wysokie wymagania co do parametrów technicznych.
Napędy regulowane w przemyśle wymagają zazwyczaj kontroli wielu podstawowych parametrów a przede wszystkim prędkości obrotowej. W napędach indukcyjnych rozwiązanie problemu pomiaru prędkości jest często dość trudne i może wiązać
się z pogorszeniem pewności ruchowej napędu. Poszukuje się zatem rozwiązań umożliwiających identyfikację prędkości układu napędowego bez stosowania drogich i
skomplikowanych rozwiązań. Jednocześnie, że względu na zapewnienie niezbędnej
__________
∗
Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, 50-372 Wrocław
ul. Smoluchowskiego 19, [email protected] , [email protected]
HU
UH
HU
U
pewności ruchowej silniki układów napędowych powinny zapewniać możliwość ich
zasilania zarówno z urządzeń energoelektronicznych jak i sieci zasilającej. Silnikiem,
który spełnia w znacznym stopniu powyższe wymagania jest silnik reluktancyjny o
rozruchu asynchronicznym. Łączy on w sobie cechy silnika asynchronicznego i reluktancyjnego. Silniki te charakteryzują się prostą budową, stałą (zależną od częstotliwości napięcia) prędkością niezależnie od obciążenia a ich produkcja oparta jest o znaną i
sprawdzoną technologię.
Szczególnie korzystne jest stosowanie tych silników w napędach grupowych, gdzie
wymagana jest współbieżność lub stała różnica prędkości poszczególnych zespołów
napędowych, a także w prostszych napędach o prędkości regulowanej w ograniczonym zakresie przez zmianę częstotliwości napięcia zasilającego i wszędzie tam, gdzie
jest nieuzasadnione lub utrudnione stosowanie prędkościowego sprzężenia zwrotnego.
Istotną wadą tych silników jest stosunkowo mały moment synchroniczny, malejący
dodatkowo wraz z obniżaniem częstotliwości napięcia zasilającego przy sterowaniu
skalarnym. Zwiększenie momentu synchronicznego tych silników można uzyskać
przez wprowadzenie magnesów trwałych do obwodu magnesowania wirnika. Istnieją
jednak istotne problemy techniczne związane z wykonaniem wirnika z odlewaną klatką (jak w silniku klatkowym) doposażonego w magnesy trwałe.
W napędach, w których nie jest potrzebna głęboka regulacja prędkości, takich jak
na przykład pompy i wentylatory, maszyny papiernicze i kalandrowe silniki reluktancyjne z rozruchem asynchronicznym mogą z powodzeniem konkurować z innymi
rozwiązaniami. W związku z rozwojem nowych źródeł energii w tym także szerokich
możliwości wykorzystania zasobów gazu naturalnego po uprzednim jego skropleniu i
schłodzeniu do temperatury –1610 C wystąpiła potrzeba opracowania napędów dostosowanych do pracy w środowisku ciekłego gazu. Dotyczy to także innych gazów naturalnych o zbliżonej temperaturze i właściwościach elektrycznych. Oprócz silników
indukcyjnych klatkowych, które jak wykazały badania prowadzone w naszym Instytucie mogą pracować w ciekłym gazie, celowym jest także przeanalizowanie możliwości
wykorzystania do tego celu silników reluktancyjnych o rozruchu asynchronicznym.
Ze względów technicznych nie mogą być brane pod uwagę silniki dowzbudzane magnesami trwałymi. Silniki w ciekłym gazie pracują jako silniki o budowie otwartej, a
zatem magnesy wirnika gromadziłyby zanieczyszczenia magnetyczne.
W artykule przeprowadzono wstępną analizę możliwości wykorzystania silników
reluktancyjnych do pracy w ciekłym gazie naturalnym LNG a także w ciekłym azocie
o temperaturze –196O C. Ponieważ temperatura pracy silnika znacznie odbiega od
typowej, do wykonania obliczeń symulacyjnych niezbędne było określanie liczbowych zmian wartości parametrów materiałów konduktywnych i magnetycznych silnika.
Na podstawie uzyskanych wyników badań dokonano analizy symulacyjnej zmian
parametrów eksploatacyjnych typowego silnika reluktancyjnego o rozruchu asynchro-
nicznym dla pracy przy schłodzeniu do temperatury ciekłego gazu. Ze względów bezpieczeństwa badania laboratoryjne przeprowadzono w ciekłym azocie.
2. PARAMETRY MATERIAŁÓW KONDUKTYWNYCH I MAGNETYCZNYCH
W CIEKŁYCH GAZACH
2.1. BADANIA ZMIAN PRZEWODNOŚCI MATERIAŁÓW
UZWOJEŃ
SILNIKÓW
Pomiary zmian parametrów materiałów przewodzących przeprowadzono wykorzystując w tym celu ciekły azot o temperaturze –1960 C. Temperatura ciekłego azotu jest
niższa od temperatury ciekłego gazu LNG a badania nie wymagają szczególnych środków ostrożności. Wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 1.
12
R T30 /R T=f(T)
10
R T30/R T [-]
8
6
Cu
Al
4
2
0
-200
-150
-100
-50
0
50
Temperatura [0 C]
Rys. 1. Zmiany rezystancji elektrycznej materiałów przewodzących stosowanych w konstrukcji silników
podczas ich schładzania do temperatury –1960 C
Fig. 1. The resistance changes of conductive materials applied in motors construction along with their
cooling down to –196°C temperature
Jak wynika z badań, zmiany przewodności materiałów konduktywnych zależą od
temperatury. W zależności od temperatury i rodzaju gazu (LNG, ciekły azot) zmniej-
szenie rezystancji uzwojenia było od 5 do 7 krotne w stosunku do rezystancji w temperaturze otoczenia. [3] Powoduje to znaczne zmiany w parametrach elektromagnetycznych i ruchowych silnika. Należy to zatem uwzględniać przy projektowaniu maszyn przeznaczonych do pracy w tych nietypowych warunkach.
2.2. BADANIA PORÓWNAWCZE PARAMETRÓW BLACH MAGNETYCZNYCH
Badania przeprowadzono w warunkach temperatury otoczenia oraz po schłodzeniu
próbek blach w ciekłym azocie. Próbki pomiarowe miały kształt toroidalny o przekroju zbliżonym do przekroju zęba stojana silnika indukcyjnego. [1, 2]
Badaniom poddano blachy o grubości 0,35 mm i 0,5 mm najczęściej stosowane w
obwodach magnetycznych maszyn małej i średniej mocy. Częstotliwość przemagnesowania wynosiła 50 Hz. Wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 2–6. oraz
w tabelach 1 i 2.
B [T]
2,0
B=f(H)
f=50 Hz
1,8
1,6
1,4
1,2
AIR, T=20oC
T=20oC
LN2, T=-196oC
T= -196oC
1,0
0,8
0,6
0,4
0,2
0,0
0
1000
2000
3000
4000
5000
6000
H [A/m]
Rys. 2. Porównanie charakterystyk magnesowania blachy prądnicowej w temperaturze otoczenia i w
ciekłym azocie ( blacha o grubości 0,5 mm)
Fig. 2. Comparison of generator sheet magnetization curves B=f(H) measured in room and liquid nitrogen temperature (sheet thickness – 0.5mm)
∆ P [W/kg]
4,0
D p=f(B)
3,5
3,0
o
AIR,
AIR T=20 C
o
LN2,
LN2 T= -196 C
2,5
2,0
1,5
1,0
0,5
0,0
0,0
0,4
0,8
1,2
1,6
2,0
B[T]
Rys. 3. Zmiana stratności badanych blachy prądnicowej o grubości 0,5 mm
Fig. 3. The change of total energy losses of generator sheet with thickness 0.5mm
Badano zmiany zarówno charakterystyk magnesowania blach jak również ich
stratność całkowitą oraz udział strat histerezowych i wiroprądowych w ogólnych stratach próbek. Próbki toroidalne wycinano z blach o grubości 0,35 i 0,50 mm pokrytych różnymi rodzajami izolacji oznaczonymi w katalogach symbolem C. Pomiary
przeprowadzono dla częstotliwości przemagnesowania blach f=50Hz, Wyniki pomiarów przedstawiono w tabelach oraz na rysunkach. Tabela 1 prezentuje wyniki pomiaru
indukcji magnetycznej dla dwóch wartości natężenia pola: H=2,5kA/m oraz
H=5,0kA/m i częstotliwości f=50Hz
Tabela 1. Wyniki pomiarów indukcji magnetycznej badanych blach przy częstotliwości 50Hz
Table 1. Flux density of examined electrical sheets at frequency f=50Hz
Indukcja magnetyczna, B [T]
H=2,5kA/m
H=5,0kA/m
Blacha
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
T=25°C
T=-196°C
T=25°C
T=-196°C
1,482
1,513
1,497
1,497
1,492
1,511
1,514
1,539
1,531
1,529
1,526
1,541
1,578
1,611
1,603
1,607
1,598
1,612
1,604
1,633
1,629
1,632
1,625
1,638
Charakterystyki stratności całkowitej określono dla częstotliwości przemagnesowania
f = 50 Hz.
Zarówno z wykresów przedstawionych na rys. 1 jak i w danych zawartych w tabeli
1 wynika, że schładzanie blach prądnicowych o różnej grubości i różnym typie izolacji ma niewielki wpływ na przebieg ich charakterystyk magnesowania. [1, 2]
Drugim istotnym parametrem niezbędnym projektantom silników jest stratność
blach. Stratność całkowitą zmierzono dla badanych próbek w temperaturze otoczenia
oraz w temperaturze ciekłego azotu uzyskując tym samym dane porównawcze dla
blach o różnej grubości (0,35 i 0,50 mm) oraz pokrytych różnymi rodzajami izolacji
(C).
Jak wynika z danych zamieszczonych w tabeli 2 straty całkowite blach, zmierzone
przy częstotliwości f=50Hz, okazały się wyższe od podawanych przez wytwórcę.
Wzrost ten może być skutkiem zarówno tolerancji technologicznych przy produkcji
blach jak również efektem wycinania próbek pierścieniowych
Tabela 2 Stratność całkowita badanych blach prądnicowych przy częstotliwości 50Hz
Table 2. Total energy loss of examined electrical sheets at frequency f=50Hz
Stratność całkowita, p [W·kg-1] przy 50Hz
B=1,0T
B=1,5T
Blacha
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
Dane katalogowe
T=25°C
1,30
1,35
Wyniki pomiarów
T=25°C
1,72
1,53
1,78
1,58
1,57
1,53
T=-196°C
1,95
1,77
1,97
1,90
1,72
1,72
Dane katalogowe
T=25°C
3,30
3,30
Wyniki pomiarów
T=25°C
3,99
3,62
4,03
3,64
3,58
3,44
T=-196°C
4,51
4,05
4,45
4,27
3,89
3,87
Przy zasilaniu silnika z przemiennika częstotliwości istotna jest także znajomość
udziału poszczególnych strat składowych w stratach całkowitych.
W tabeli 3 i 4 przedstawiono przykładowe wartości strat histerezowych i wiroprądowych przy częstotliwości przemagnesowania 50 Hz, rozdzielone metodą częstotliwościową. Wyniki pomiarów wskazują na przeważający udział w stratach, dla każdego typu blach strat histerezowych, co może wskazywać na istnienie znaczących
naprężeń mechanicznych w badanych próbkach. Dodatkowo wystąpiły różnice w wartościach zarówno strat całkowitych, histerezowych oraz wiroprądowych dla blach
pokrytych różnymi typami izolacji. Najmniejsze wartości strat miały próbki pokryte
izolacją C4 (izolacja nieorganiczna o zwiększonej wytrzymałości termicznej). Dotyczy to badanych blachach o grubości zarówno 0,35mm jak i 0,50mm.
Tabela 3. Straty z histerezy blach przy częstotliwości 50Hz
Table 3. Hysteresis loss electrical sheets at frequency 50Hz
Blacha
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
Straty z histerezy, ph [W·kg-1]
B=1,0T
B=1,5T
T=25°C
T=-196°C
T=25°C
T=-196°C
1,41
1,52
3,20
3,52
1,24
1,32
2,94
3,02
1,42
1,52
3,19
3,42
1,07
1,18
2,46
2,67
1,10
1,20
2,47
2,70
1,00
1,10
2,23
2,48
Tabela 4. Straty z prądów wirowych blach przy częstotliwości 50Hz
Table 4. Eddy current loss of examined electrical sheets at frequency 50Hz
Blacha
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
T=25°C
0,310
0,285
0,355
0,511
0,472
0,522
Straty z prądów wirowych, pe [W·kg-1]
B=1,0T
B=1,5T
T=-196°C
T=25°C
T=-196°C
0,427
0,785
0,996
0,445
0,664
1,030
0,449
0,858
1,026
0,717
1,179
1,607
0,528
1,105
1,199
0,615
1,215
1,393
Przeprowadzone badania próbek blach prądnicowych o grubościach 0,35mm i
0,50mm wykazały, że zmiana parametrów magnetycznych blach dla częstotliwości
50Hz w ciekłym azocie jest stosunkowo niewielka i wynosi około 2 - 5% Badaniom
poddano serie próbek wykonaną z blach otrzymanych w różnym czasie i wykrawanych mechanicznie różnymi wykrojnikami. Umożliwiło to określenie prawdopodobnych rozrzutów parametrów zmierzonych, co zaznaczono na rysunkach symbolem
Obniżenie temperatury powoduje zmniejszenie kąta nachylenia krzywej magnesowania w początkowym liniowym odcinku charakterystyki (spadek maksymalnej przenikalności magnetycznej) oraz wzrost indukcji nasycenia [2,3].
Wpływ niskiej temperatury na parametry blach uwidacznia się mocniej przy wyższych częstotliwościach ich przemagnesowania. Na rysunkach 3 i 4 przedstawiono
względny spadek maksymalnej przenikalności magnetycznej oraz względny przyrost
stratności całkowitej w temperaturze ciekłego azotu w stosunku do parametrów
otrzymanych przy częstotliwości przemagnesowania 50 Hz.
B [T]
1,8
Air
LN2
1,6
1,4
1,2
1,0
0,8
0,6
0,4
-1
H = 2500A·m
f = 50Hz
0,2
0,0
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
Oznaczenia blach
Rys. 4. Przykładowe wartości indukcji magnetycznej blach grubości 0,35 mm i 0,5 mm w temperaturze
otoczenia i w ciekłym azocie przy różnych rodzajach izolacji
Fig. 4. Exemplary flux density values of electrical sheets with thickness of 0.35 and 0.5mm and covered
with different insulation measured in room and liquid nitrogen temperatures
Analiza udziału strat histerezowych i wiroprądowych w ogólnych stratach przy
częstotliwości przemagnesowania 50 Hz zarówno w temperaturze otoczenia jak i ciekłego azotu wskazuje na dominujący udział strat histerezowych zarówno w blachach o
grubości 0,35mm jak i 0,50mm. [3] Straty całkowite w blachach 0,50 mm w temperaturze otoczenia i w ciekłym azocie są niższe niż w blachach o grubości 0,35mm co
należy wiązać z gorszym współczynnikiem objętościowym udziału żelaza w blachach
cieńszych a także z problemami prawidłowego rozkroju tych blach.
∆Ph [W/kg]
0,6
f = 50Hz
Air
B = 0.5T
LN2
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0,0
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
Oznaczenia blach
Rys. 5. Przykładowa wartość strat histerezowych w stratach całkowitych blach
Fig. 5. Exemplary contribution of hysteresis losses to electrical sheets total energy loss
∆ Pw [W/kg]
0,20
0,18
f = 50Hz
Air
B = 0.5T
LN2
0,16
0,14
0,12
0,10
0,08
0,06
0,04
0,02
0,00
35C3
35C4
35C6
50C3
50C4
50C6
Oznaczenia blach
Rys. 6. Przykładowa wartość strat wiroprądowych w stratach całkowitych blach
Fig. 6. Exemplary contribution of eddy currents losses to electrical sheets total energy loss
Na rysunkach 5 i 6 podano wartości średnie z pomiarów próbek danego typu blachy oraz zaznaczono graficznie graniczny rozrzut wyników.
3. OBLICZENIA SYMULACYJNE ZMIAN PARAMETRÓW SILNIKA RELUKTANCYJNEGO PODCZAS PRACY W TEMPERATURZE CIEKŁEGO GAZU
NATURALNEGO.
Obliczenia wykonano w programie Flux 2D bazując na typowej konstrukcji silnika
reluktancyjnego o rozruchu asynchronicznym, mocy 0,75 kW i prędkości obrotowej
1500 obr/min. Na rysunkach 7a i b przedstawiono schemat magnetowodu silnika reluktancyjnego z rozruchem asynchronicznym oraz przykładowy rozkład linii pola
magnetycznego w silniku uzyskany na podstawie obliczeń polowych.
a)
b)
Rys. 7 Schemat magnetowodu silnika reluktancyjnego o rozruchu asynchronicznym (a), oraz przykładowy rozkład pola magnetycznego w silniku reluktancyjnym o rozruchu asynchronicznym przy s = 1 (b)
Fig. 7. Diagram of reluctance motor magnetic core with asynchronous starting (a), Exemplary magnetic
flux distribution of reluctance motor with asynchronous starting for slip s=1 (b)
Obliczenia i badania symulacyjne miały na celu poznanie możliwości wykorzystania silników reluktancyjnych z rozruchem asynchronicznym w napędach urządzeń
pracujących wewnątrz zbiorników zawierających ciekłe gazy a w szczególności ciekły
gaz naturalny LNG. Zrealizowane przez autorów prace w ramach Projektu UE wykazały celowość stosowania w tego typu napędach silników indukcyjnych klatkowych.
Środowisko, w którym pracują silniki w zasadzie uniemożliwia stosowanie czujników
pomiaru prędkości. Odtwarzanie prędkości metodami pośrednimi jest skomplikowane
i dość kosztowne. Celowym jest zatem poszukiwanie rozwiązań które w prosty sposób
umożliwią kontrolę prędkości obrotowej napędu. Napęd z silnikiem reluktancyjnym,
którego prędkość jest proporcjonalna do częstotliwości napięcia zasilającego, a brak
magnesów nie stwarza zagrożenia wychwytywania zanieczyszczeń magnetycznych,
wydaje się być rozwiązaniem spełniającym wymagania.
Zastosowanie silnika reluktancyjnego o prostej konstrukcji w napędach regulowanych
może stanowić korzystną alternatywę w stosunku do silników klatkowych. Wyniki
obliczeń symulacyjnych przedstawiono na rysunkach 8 – 10.
Wynika z nich, że zwiększenie prądu rozruchowego oraz zmniejszenie momentu
rozruchowego jest stosunkowo nieznaczne i np. w napędach pomp odśrodkowych
może być korzystne. Napędy te nie wymagają dużego momentu rozruchowego a zatem możliwe jest dokonywanie rozruchu silnika przy obniżonym napięciu. Jednocześnie zwiększona sztywność charakterystyki asynchronicznej i mniejszy poślizg silnika
niż w temperaturze otoczenia ułatwia jego synchronizację.
Moment elektromagnetyczny, M [N·m]
25
Reluktancyjny
20
Reluktancyjny (krio)
Asynchroniczny
15
10
5
0
1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
Poślizg, s [-]
Rys. 8. Porównanie charakterystyk silnika reluktancyjnego w różnych warunkach pracy oraz silnika
indukcyjnego klatkowego w temperaturze otoczenia
Fig. 8. Comparison of reluctance motor characteristic for different temperatures of the motor operation
and squirrel cage induction motor one obtained in room temperature
18
16
Prąd silnika, I [A]
14
12
Asynchroniczny
10
Reluktancyjny (krio)
8
Reluktancyjny
6
4
2
0
1
0,9
0,8
0,7
0,6
0,5
0,4
0,3
0,2
0,1
0
Poślizg, s [-]
Rys. 9. Przebiegi prądów rozruchowych silnika reluktancyjnego w różnych warunkach pracy oraz silnika
indukcyjnego klatkowego w temperaturze otoczenia
Fig. 9. Starting current runs of reluctance motor characteristic for different temperatures of the motor’s
operation and squirrel cage induction motor one obtained in room temperature
2000
1800
1600
1500 obr·min-1
-1
n [obr·min ]
1400
1200
1000
800
600
Reluktancyjny
400
Asynchroniczny
200
Reluktancyjny (krio)
0
0,0
0,1
0,2
0,3
0,4
0,5
0,6
t [s]
Rys. 10. Przebieg rozruchu silnika reluktancyjnego w warunkach otoczenia i w ciekłym azocie oraz
porównanie z przebiegiem rozruchu silnika asynchronicznego klatkowego o tej samej mocy
Fig. 10. Starting of reluctance motor in both room and liquid nitrogen temperature and its comparison
with starting of synchronous squirrel cage motor with the same power
Przedstawione wstępne wyniki obliczeń symulacyjnych wskazują, że silniki reluktancyjne z rozruchem asynchronicznym mogą być stosowane w napędach wielu urządzeń
pracujących w bardzo niskich temperaturach. Istotną wadą tych silników jest stosunkowo mały moment synchroniczny. W rezultacie chwilowe przeciążenia silnika mogą
powodować jego przejście do pracy asynchronicznej, a następnie przy zmniejszeniu
obciążenia silnik dokonuje ponownej synchronizacji. Występujące wówczas stany
dynamiczne nie są korzystne zarówno dla silnika jak i układu napędzanego. W stosunku do klasycznych silników synchronicznych wartości występujących momentów
dynamicznych w tym silniku są znacznie stłumione.
4. WNIOSKI
Przeprowadzone badania porównawcze zmian podstawowych parametrów magnetycznych blach prądnicowych o grubościach 0,35 i 0,50 mm w temperaturze otoczenia
i ciekłego azotu przy częstotliwości przemagnesowania 50 Hz pozwalają na sformułowanie następujących wniosków:
– Schładzanie blach prądnicowych do temperatury ciekłego azotu (– 1960 C) w nieznacznym (około 3%) stopniu wpływa na pogorszenie charakterystyk magnesowania.
– Wzrost stratności całkowitej blachach schłodzonych do temperatury ciekłego
azotu zawiera się w granicach 10-20%. Straty całkowite dla blach o grubości
0,50 mm pokrytych izolacjami C4 i C6 są niższe niż dla blach o grubościach
0,35 mm,
– W stratach całkowitych badanych blach zarówno w temperaturze otoczenia jak i
w ciekłym azocie dominują straty histerezowe.
– Przedstawione wyniki badań potwierdzają możliwość stosowania silników reluktancyjnych z rozruchem asynchronicznym do pracy w ciekłych gazach naturalnych.
– Zastosowanie tych silników umożliwi między innymi dokładną kontrolę prędkości bez konieczności stosowania dodatkowych czujników a tym samym może
istotnie wpływać na niezawodność pracy napędów.
– Realizacja techniczna silników reluktancyjnych z rozruchem asynchronicznym
jest stosunkowo prosta gdyż ich budowa bazuje na typowej konstrukcji silnika
indukcyjnego klatkowego.
LITERATURA
[1] AZAREWICZ S., BUNIOWSKI A., GAWORSKA D., WĘGLIŃSKI B., Research of behaviour of
electrical sheets in criogenic temperatures, Electromagnetic phenomena in nonlinear circuits. XVIII
Symposium. Proceedings EPNC 2004,
[2] AZAREWICZ S., BUNIOWSKI A., GAWORSKA D., WĘGLIŃSKI B., Performance of chosen
magnetic materials in cryogenic temperatures. Sixth International Conference on Unconventional
Electromechanical and Electrical Systems. 6th UEES '04.
[3] ADAMCZYK K., AZAREWICZ S., BUNIOWSKI A., MIERZWIAK A., WĘGLIŃSKI B., Tests of
materials for applications in cryogenic environment, SPR#10/2004,
[4] GĄSIOROWSKI T., WIECZOREK A., Silniki reluktancyjne synchroniczne – alternatywa napędu z
układem sprzężenia zwrotnego. BOBRME Komel, Katowice, 2001
[5] GLINKA T., JAKUBIEC M., WIECZOREK A., Wpływ rozwiązań konstrukcyjnych obwodu elektromagnetycznego na parametry silnika asynchronicznego synchronizowanego momentem reluktancyjnym. Poznań 18-21.06.2001
[6] Cold rolled electrical steel, Katalog Stalproduct S.A. Bochnia 2004,
RELUCTANCE MOTORS WITH ASYNCHRONOUS START LIQUID GASES
APPLICATIONS
The paper presents the possibility of application of reluctance motor with asynchronous starting
which was designed for work in dielectric liquid gases. Particularly it concerns the devices working in
liquid natural gas (LNG) in temperature of −161oC. The results of conductive and magnetic materials in
cryogenic temperatures were presented. The obtained test results were applied to the computer simulation
of changes of basic operational parameters of low-power motor after cooling up to liquid gas temperature. The simulations results were compared with operational parameters of typical induction squirrelcage motor with analogical power.