Date initiale de proiectare.
1. Particularitatile proiectului.
Scopul proiecarii unei masinii electrice este acela de a determina prin calcul sau alegerea pe baza unei anumite experiente in constructia masinilor electrice a tuturor elementelor ce concura la definirea altcatuirii constructive a masinii, formei geometrice si dimensiunile acestora, avandu-se in vedere posibilitatile tehnice si tehnologice de fabricare a fiecarei parti componente si a ansamblului masinii, plecand de la anumite date initiale, cerinte de exploatare, etc.
Proiectarea dimensionala a masinii electrice se poate realiza prin doua metode: prima este metoda analitica (clasica) plecand de la niste relatii stabilite in teoria masinii sau de la observatii empirico-experimentale, iar cea de a doua este metoda asistata de calculator care are la baza utilizarea metodelor numerice pentru determinarea marimilor/parametrilor de interes pentru masina electrica.
La baza proiectarii masinilor electrice se afla tema de proiectare denumita uneori si caiet de sarcini.
2. Tema de proiectare.
Acest capitol cuprinde conditiile impuse pentru folosirea tipodimensiunilor S.C. UMEB S.A. reprezentate de datele curente de catalog si a principalelor elemente de dimensionare din fisa tehnica a unui motor existent pe care il voi supune ulterior optimizarii.
Tema de proiectare pentru un motor asincron trifazat contine in general o serie de date care ar putea fi grupate in cateva categorii:
I. Date nominale:
Ψ &nbs 828f55i p; &nbs 828f55i p; randamentul in regim nominal: ηn
Ψ &nbs 828f55i p; &nbs 828f55i p; factorul de putere in regim nominal: cosηφn
Ψ &nbs 828f55i p; &nbs 828f55i p; curentul de pornire raportat: iP = 5,46 u.r.
Ψ &nbs 828f55i p; &nbs 828f55i p; cuplul maxim (de rasturnare) la Un Mmn u.r.;
Ψ &nbs 828f55i p; &nbs 828f55i p; conditii referitoare la nivelul maxim de vibratii [15] si de zgomot [16] : Vibr = 1,8 mm/s si Zg = 62 dB (A).
II. Date constructive si de material:
· &nbs 828f55i p; Calculul permeantelor de dispersie ale infasurarii stator.
Permeanta specifica de dispersie a crestaturii (λc1).
Pentru cazul cand crestatura nu este complet inchisa, permeanta de dispersie este intotdeauna o marime constanta, adimensionala, functie de dimensiunile longitudinale si transversale ale crestaturii si de modul de amplasare a bobinajului in interiorul crestaturii (un strat sau doua straturi). Reamintim dimensiunile crestaturii stator determinate in parte de dimensionare a infasurarii stator:
, 
, 
(pe desen: b0 = b01),
, 
, h =
9 mm , hc = 10,4 mm
Am ales 
. Din figura urmatoare se vor calcula si valorile
celorlalte necunoscute:
Dimensiunile crestaturii stator
in scopul de a determina permeanta de dispersie
Rezulta 
Cunoscand toate dimensiunile crestaturii din figura de mai sus se va calcula valoarea permeantei de dispersie a acesteia:
(1.16), (Anexa V-1 d. -
Permeanta de dispersie in intrefier pe la capetele dintilor (λz1).
Aceasta permeanta corespunde fluxului de dispersie care se inchide prin intrefier, intre capetele a doi dinti invecinati. Pentru motoarele asincrone aceasta permeanta are in general valori mici datorita intrefierului in general mic, redus la limita impusa din considerente tehnologice.
Relatia de calcul este urmatoarea:
(1.17), (relatia
15 -
Permeanta de dispersie frontala a capetelor de bobina (λf1).
Aceasta permeanta
corespunde fluxului de dispersie al capetelor de bobina, in cazul
armaturilor bobinate sau al inelelor de scurtcircuitare in cazul
rotoarelor in scurtcircuit. In calculul permeantei de dispersie
frontala trebuie sa tinem cont de tipul infasurarii,
de modul de amplasare si lungimea capetelor de bobine, lucruri destul de
complicate deaceea aceasta se
calculeaza cu ajutorul unor expresii analitice stabilite pe considerente
teoretice si experimentale (setul de relatii 16 
20 -
Varianta constructiva de realizare a infasurarii stator a motorului studiat este varianta intr-un strat cu capetele de bobine dispuse in doua etaje relatia 16 -
(1.18), (relatia 16 -
Permeanta de dispersie diferentiala (λd1).
Reactanta de dispersie corespunzatoare armonicilor superioare ale campului magnetic din intrefier, se exprima de obicei ca o fractiune din reactanta utila a masinii in ipoteza fierului nesaturat.
Se calculeaza reactanta utila a masinii:
(1.19), (relatia 25 -
Relatia de calcul a permeantei de dispersie diferentiala:
(1.20), (relatia 24 -
unde 
= f(β) curba data in fig. 9 - ] pentru valoarea :
, 
Atunci: 
· &nbs 828f55i p; Calculul permeantelor de dispersie ale infasurarii rotor.
Permeanta specifica de dispersie a crestaturii (λc2).
Relatia de calcul pentru crestatura in forma de para a rotorului fara a tine seama de efectul de refulare al curentului este urmatoarea:
(1.21), (Anexa V-1 e. -
Permeanta de dispersie in intrefier pe la capetele dintilor (λz2).
Calcul analog celui realizat la infasurarea stator:
(1.22)
Permeanta de dispersie frontala a capetelor de bobina (λf2).
Relatia de calcul pentru cazul studiat, cel al rotorului in scurtcircuit avand inelul de scurtcircuitare direct aplicat pe fierul rotorului colivie simpla , este urmatoarea:
(1.23), (relatia 20 -
Permeanta de dispersie diferentiala (λd2).
Calculul este asemanator
celui realizat pentru infasurarea stator, alegandu-se valoarea
coeficientului de calcul din curba 
= f(βr) , unde βr
are expresia:
,
Atunci: 
a) Calculul reactantei de dispersie a statorului.
Relatia de calcul:
(1.25), (relatia 26
in care se cunosc
toate variabilele in afara de suma permeantelor crestaturii
stator 
care are valoarea:
(1.26), (relatia 25
b) Calculul reactantei de dispersie a rotorului.
Analog infasurarii stator se realizeaza calculul valorii reactantei de dispersie a rotorului:
(1.27), (relatia 25
(1.28), (relatia 28
In continuare se va raporta valoarea reactantei de dispersie a rotorului la stator:
(1.29)
Deoarece am ales sa realizez infasurarea rotor in colivie cu Z2 = 18 crestaturi inclinate, in continuare se va corecta valoarea reactantei de dispersie raportata la stator in functie de factorul de inclinare (σi):
(1.30), (relatia 64
(1.31)
Inclinarea crestaturilor se aplica la motoarele cu rotorul in scurtcircuit in scopul micsorarii zgomotului si a cuplurilor parazite datorate armonicelor spatiale din curba campului magnetic, cupluri care pot provoca blocarea rotorului la pornire, vibratii ale masinii in functionare, zgomote si pierderi suplimentare [7]
1. a) Determinarea curentului de mers in gol.
Curentul de mers in gol al motorului (I10) are doua componente: o componenta activa (Iw) determinata de pierderile active in fier si o componenta reactiva (Iμ) determinata de energia reactiva necesara magnetizarii circuitului magnetic.
Pentru a determina componenta reactiva a curentului de mers in gol se vor calcula mai intai caderile de tensiune magnetica in diferitele portiuni ale circuitului magnetic (intrefier, dinti, juguri).
Calculul tensiunii magnetice a intrefierului.
(1.32), (relatia 48 -
(1.33), (relatia 49 -
Atunci: 
(1.34), (relatia 50 -
Tensiunea magnetica a intrefierului se calculeaza cu relatia:
(1.35), (relatia 47 -
unde Kc reprezinta factorul lui Carter, si tine seama de majorarea efectiva a intrefierului datorita structurilor crestate ale statorului si rotorului
Calculul tensiunii magnetice a dintilor armaturii stator.
De mentionat este faptul
ca valorilor inductiilor magnetice (
) utilizate in calculele ulterioare au fost determinate in
capitolul de completare a programului de calcul dimensionare si sunt
precizate in datele initiale legate de crestatura stator si
rotor.
Se alege in functie de valoarea inductiei magnetice calculata in dintii tolei stator (Bd1) si de calitatea tolei utilizate valoarea intensitatii campului magnetic (Hd1) din curba de magnetizare Hd1=f(Bd1).
(fig. 1.75 -
Relatia de calcul a tensiunii magnetice in dintii tolei stator este urmatoarea:
(1.36), (relatia 51 -
Calculul tensiunii magnetice a dintilor armaturii rotor.
Se alege in functie de valoarea inductiei magnetice calculata in dintii tolei rotor (Bd2) si de calitatea tolei utilizate valoarea intensitatii campului magnetic (Hd2) din curba de magnetizare Hd2=f(Bd2).
(fig.
1.75 -
Relatia de calcul a tensiunii magnetice in dintii tolei rotor este urmatoarea:
(1.37), (relatia 51 -
Calculul tensiunii magnetice in jugul armaturii stator.
Dupa ce a fost stabilita valoarea inductiei magnetice in jugul armaturii stator (Bj1) se poate extrage din curba de magnetizare Hd2=f(Bd2) valoarea intensitatii campului magnetic (Hj1) dar si cea a coeficientului Kj1 care tine seama de distributia neuniforma a campului magnetic din jug.
(fig. 1.75 - ]) si 
(fig.20 -
Se calculeaza lungimea jugului :
(1.38), (relatia 55 -
rezulta valoarea tensiunii magnetice in jugul armaturii stator determinata cu relatia:
(1.39), (relatia 54 -
Calculul tensiunii magnetice in jugul armaturii rotor.
Dupa ce a fost stabilita valoarea inductiei magnetice in jugul armaturii rotor (Bj2) se poate extrage din curba de magnetizare Hj2=f(Bj2) valoarea intensitatii campului magnetic (Hj2) dar si cea a coeficientului Kj2 care tine seama de distributia neuniforma a campului magnetic din jug.
(fig. 1.75 - ]) si 
(fig.20 -
Se calculeaza lungimea jugului :
(1.40), (relatia 55 -
rezulta valoarea tensiunii magnetice in jugul armaturii stator determinata cu relatia:
(1.41), (relatia 54 -
Calculul tensiunii magnetomotoare (Vmm).
Verificarea coeficientului total de saturatie (ks).
(1.43)
(acesta
nu trebuie sa difere cu mai mult de 
% din valoarea aleasa initial)
Componenta reactiva a curentului de mers in gol.
(1.44), (relatia 56 -
Procentual acest curent are valoarea:
(1.45)
1. b) Determinarea pierderilor in fier.
In timpul functionarii masinii asincrone in aceasta se produc pierderi de energie (putere), care se pot clasifica in modul urmator:
· &nbs 828f55i p; &nbs 828f55i p; Pierderi de natura electromagnetica, care constau din pierderile electrice in infasurari pierderi Joule-Lenz (PJ) si pierderi in fier datorita variatiei campului magnetic, notate PFe.
· &nbs 828f55i p; Pierderi de natura mecanica, prin frecarea din lagare, frecarea periilor pe inelele de contact si frecarea cu aerul a partilor in miscare ale masinii (Pm,v).
Calculul pierderilor in fier.
Pierderile in fierul masinii asincrone se impart la randul lor in:
a) pierderi principale in fier, adica pierderile care se
asociaza campului magnetic principal. Aceste pierderi se dezvolta in
dintii si jugul statorului, unde campul are frecventa egala
cu frecventa tensiunii de alimentare. In rotor in schimb aceste pierderi
principale sunt in general neglijate datorita frecventei (s = 
) reduse a campului.
Relatia de calcul a pierderilor principale in jugul statoric este:
(1.46), (relatia 1
unde: 
- reprezinta
pierderile specifice ale tolei utilizate.
Mj1 reprezinta masa jugului statoric calculata cu expresia:
,
(1.47), (relatia 2
relatie in
care 
- reprezinta valoarea
densitatii fierului pentru tabla silicioasa (FeSi).
Kj reprezinta un coeficient de corectie care tine cont de majorarea pierderilor datorita stantarii, impachetarii si altor prelucrari mecani la care este supus pachetul de tole si prezinta urmatoarele valori:
Tinand cont de cele mentionate anterior relatia de calcul a pierderilor principale in jugul statoric devine:
(1.48)
Relatia de calcul a pierderilor principale in dintii din stator este:
(1.49), (relatia 3
unde Md1 reprezinta masa totala a dintilor din stator:
(1.50), (relatia 4
iar KD este un coeficient care tine cont de prelucrare, si care se ia pentru:
rezulta 
(1.51)
Pe langa masa dintilor si jugului statoric se va calcula in continuarea si masele respective ale rotorului pentru a putea evalua ulterior costul acestora:
b) pierderi suplimentare in fier (pierderi de suprafata si prin pulsatie), care au loc datorita armonicilor superioare de spatiu inclusiv armonici de crestare ale inductiei din intrefier. Aceste pierderi au loc atat in stator cat si in rotor si se calculeaza diferit de pierderile principale. La motoarele asincrone care prezinta deschideri mari ale crestaturii se pot obtine pierderi suplimentare prin pulsatie de valori importante, comparabile cu pierderile principale.
Pierderile de pulsatie au loc in toata masa dintilor datorita armonicilor de dinti ale inductiei magnetice, si corespund atat pierderilor prin histerezis cat si pierderilor prin curenti turbionali. Pierderile de suprafata ale unei armaturi au loc numai daca armatura opusa are crestaturi si corenspund pierderilor prin curenti turbionali care au loc la suprafata armaturii.
Relatia de calcul a pierderilor prin pulsatie in dintii:
, (1.52), (relatia
5
unde 
este un coeficient ce
tine cont de prelucrarea dintilor, 
reprezinta
amplitudinea pulsatiei inductiei din dinti, care se
calculeaza cu relatia de mai
jos .
Calculul pierderilor prin pulsatie in dintii stator:
(1.53), (1.54), (relatiile 6,7
Alegand 
relatia de calcul
a pierderilor prin pulsatie in dintii statorului devine:
(1.55)
Iar pentru cazul pierderilor prin pulsatie in dintii rotorului se va proceda analog calcului anterior.
Calculul pierderilor prin pulsatie in dintii rotor:
Masa dintilor crestaturii rotor:
(1.56)
(1.57), (1.58)
(1.59)
Relatia de calcul a pierderilor de suprafata este urmatoarea:
(1.60), (relatia
8
Calculul pierderilor de suprafata pentru stator:
(1.61),
unde 
(1.62), (relatia 9 a
, (1.63), (relatia 10
in care 
pentru armaturi
care nu se prelucreaza ulterior dupa stantare si
impachetare sau 
pentru armaturi
care sunt prelucrare ulterior dupa stantare prin operatii
de strunjire, rectificare sau brosare.
Tinand cont de fisele
tehnologice referitoare la realizarea statorului subansamblu si a rotorului
subansamblu pentru motorul studiat (date furnizate din cadrul fiselor
tehnologice ale S.C. UMEB. S.A.) in ambele cazuri se efectueaza
operatii de prelucrare ulterioare dupa stantare, respectiv
impachetare tole. De aceea se alege 
.
- unde 
un factor ales din
fig. 1 - [18] : 
Atunci: 
- amplitudinea
oscilatiei inductiei la suprafata dintilor statorului.
(1.64)
Calculul pierderilor de suprafata pentru rotor:
(1.65)
unde 
(1.66)
, (1.67)
Aleg in baza considerentelor
enuntate la armatura stator: .
- unde 
un factor ales din
fig. 1 - [18] : 
Atunci: 
- amplitudinea
oscilatiei inductiei la suprafata dintilor rotorului.
(1.68)
- pierderile principale in fier : 
, 
|
|
Valori extrase din
caracteristica: 
.
|
|
Valori extrase din
caracteristica: 
Valori extrase din
caracteristica: 
|
|
|
|
Valori extrase din caracteristica:
Valori extrase din
caracteristica: 
Valori extrase din
caracteristica: 
In urma trasarii caracteristicilor de functionare prezentate anterior s-a realizat tabelul valorilor nominale ale motorului studiat:
|
Datele nominale calculate ale motorului asincron cu rotorul in scurtcircuit studiat |
|||
|
Curentul nominal |
I1n |
|
A |
|
Randamentul nominal |
|
|
|
|
Factorul de putere nominal |
|
|
|
|
Cuplul nominal |
|
|
Nm |
|
Turatia nominala |
|
|
rpm |
|
Alunecarea nominala |
|
|
|
Pe baza acestui tabel s-a reconsiderat valoarea curentului I1n in calculul curentului rotoric I2 , care initial a fost calculat pe baza valorii curentul de faza determinat la inceputul calculului (I1n = If = 2,7 A).
3. Determinarea parametrilor de pornire.
Pentru a determina rezistenta
unei faze a rotorului, datorita faptului ca acesta este construit in
colivie, vor trebui studiate mai intai efectele refularii curentului ce apar in procesul de pornire la
alunecari mai mari decat alunecarea critica si efectul fenomenul de saturatie
magnetica la curenti 
.
La pornire, parametrii rotorului 
si 
(valorile parametrilor
rotorului raportate la stator) calculati pentru regimul de
functionare al alunecarii mici nu mai sunt valabili, si trebuie
corectati in sensul majorarii rezistentei si reducerii
reactantei de dispersie datorita frecventei ridicate a
curentului din barele coliviei.
Parametrii noi sunt variabili cu
alunecarea si trebuiesc calculati pentru alunecare s = 1 (la pornire) si pentru
alunecari cuprinse intre 1 si sm
(alunecarea corespunzatoare cuplului maxim). Se vor calcula in
continuare doar paramentri din momentul pornirii motorului asincron (
)
In continuarea se vor determina efectele fenomenelor mentionate anterior in cazul pornirii pentru a putea apoi calcula parametrii la pornire (Mp, Ip).
3.1. Influenta refularii curentului.
In cazul masinilor cu bare
inalte (
) si cu colivie dubla, principiul de
functionare are la baza, in timpul pornirii fenomenul de refulare al
curentului din bara, datorita caruia, la frecvente mari ale
curentului, repartitia densitatii de curent pe
inaltimea h a barei nu este
uniforma (a se vedea fig. 1.6 - ]). Acest lucru face ca, in timpul pornirii,
cand frecventa din rotor este mare,
parametrii infasurarii rotorului sa se modifice
fata de valoarea lor in timpul functionarii masinii in
regim normal, atunci cand frecventa este mai mica in rotor.
Trebuie reamintit ca inaltimea totala a crestaturii rotor in cazul motorului studiat este de doar hc2 = 9,93 mm (s-a luat in considerare doar crestatura in sine fara inaltimea deschiderii istmului acesteia), caz in care s-ar putea evita studierea efectului de refulare al curentului , dar se realizeaza si acest studiu observandu-se ulterior ca acest efect este aproape nesemnificativ in cazul de fata.
Se studiaza efectul a doi factori:
b. Calculul permeantelor de dispersie ale infasurarii rotor.
Permeanta specifica de dispersie a crestaturii (λc2).
In acest moment trebuie sa calculam aceasta permeanta in functie de efectul de refulare al curentul asemenea calcului realizat la infasurarea stator dar pe langa acesta, in cazul coliviei trebuie sa se tina cont si de saturatia magnetica. Astfel considerandu-se influenta celor doua efecte asupra dintilor crestaturii rotorice va rezulta urmatoarea relatie de calcul:
unde kx - factorul de diminuare a permeantei crestaturii datorat refularii curentului.
- latimea
deschiderii istmului crestaturii rotorice tinand seama de
saturatia magnetica.
Permeanta de dispersie in intrefier pe la capetele dintilor (λz2).
Calcul analog celui realizat la infasurarea stator:
(3.21)
Permeanta de dispersie frontala a capetelor de bobina (λf2).
Valoarea acestei permeante de dispersie a fost calculata anterior, in calculul parametrilor schemei echivalente a masinii asincrone si are valoarea:
Permeanta de dispersie diferentiala (λd2).
Dar in rezultatul anterior realizat la capitolul de calcul al parametrilor schemei echivalente nu s-a tinut cont de efectul saturatiei magnetice, care duce la scaderea permeantei specifice de dispersie diferentiale:
(3.22)
c. Calculul reactantei de dispersie a statorului.
Se cunoaste valoarea reactantei de dispersie a statorului fara considerarea efectului de saturatiei magnetica:
Tinand cont de influenta saturatiei magnetice asupra permeantei crestaturii, deci asupra reactantei de dispersie, relatiile anterior folosite devin:
(3.23), (relatia 1.123 a
(3.24), (relatia 1.123
d. Calculul reactantei de dispersie a rotorului.
Tinand cont atat de efectul saturatiei magnetice cat si de cel al refularii curentului care apare in cazul coliviei rotorului vom obtine:
(3.25), (relatia 1.124 a
Formula de calcul fiind:
, (3.26), (relatia 1.124
unde:
,
(3.27), (relatia 28
(3.28), (relatia 1.110 a
In continuare se va raporta valoarea reactantei de dispersie a rotorului la stator:
(3.29)
Dupa cum era de asteptat se poate observa si in urma calculelor realizate ca valorile obtinute pentru rezitenta barelor coliviei si reactantelor de dispersie considerandu-se existenta celor doua fenomene (refularea curentului, saturatia magnetica) nu difera mult de valorile parametrilor calculate anterior (fara a tine cont de cele doua fenomene), si acest lucru este datorat inaltimii mici a barei ce se toarna in crestatura rotor - h = 9,93 mm a motorului asincron cu rotor in scurtcircuit studiat. In calculele ulterioare necesare determinarii parametrilor de pornire se va tine cont de valorile parametrilor calculatii in functie de cele doua fenomene despre care s-a discutat.
Deoarece am ales sa realizez infasurarea rotor in colivie cu Z2 = 18 crestaturi inclinate, in continuare se va corecta valoarea reactantei de dispersie raportata la stator in functie de factorul de inclinare (σi):
(3.30), (relatia 64
(3.31)
3. Calculul curentului si cuplului de pornire.
In calculele ulterioare se va
tine seama de parametrii schemei echivalente a masinii asincrone
calculati in functie de refularea curentului si de
saturatia magnetica, determinati pentru alunecare .
Se calculeaza coeficientul total de dispersie:
(3.32), (relatia 7.3
Valoarea reactantei totale:
(3.33), (relatia 72
Curentul de pornire:
(3.34), (relatia 71
Cunoscandu-se valoarea curentului
nominal 
din caracteristicile
de functionare se poate determina in acest moment si valoarea
relativa a curentului de pornire ip:
(3.35)
Se observa ca aceasta
valoarea se incadreaza in limitele impuse de experienta
proiectantilor in domeniu, si anume 
Cuplul de pornire:
(3.36), (relatia
77
unde 
- reprezinta pulsatia curentului de
alimentare.
Rezulta:
Alunecarea critica:
(3.37), (relatia
78
Cuplul nominal:
Valoarea cuplului nominal
extrasa din caracteristica de functionare la tensiune si
frecventa constante, pentru 
este:
Cunoscandu-se valoarea cuplui nominal 
din caracteristicile
de functionare se poate determina in acest moment si valoarea
relativa a cuplui de pornire mp:
(3.38)
Structura programului de calcul.
Programul de calcul reprezinta o modelare numerica a motorului asincron studiat, utilizandu-se un program specializat, si anume Mathcad 10. ce asigura productivitate sporita pentru proiectele de design si dezvoltare a produselor.
Principiul pe care se bazeaza acest program de calculul matematic este acela de foaie de lucru inteligenta in care utilizatorul isi descrie in format liber formula de calcul iar programul este cel care genereaza rezultatul.
Spre deosebire de alte instrumente si foi de calcul asemanatoare, Mathcad permite inginerilor sa realizeze design-ul (afisare tabele, grafice, imagini, etc.) si sa documenteze calculele simultan cu o functionalitate matematica aplicata complet.
In prezent, majoritatea inginerilor folosesc Mathcad-ul pentru a realiza, documenta si distribui calcule. Formatul vizual unic al Mathcad-ului integreaza notatiile matematice standard, textul si graficele intr-o singura foaie de lucru - facand din Mathcad instrumentrul ideal pentru reutilizarea calculelor, colaborare.
In Anexa A este prezentat programul de calcul electromagnetic al motorului asincron cu rotorul in scurtcircuit studiat in aceasta lucrare, program realizat cu ajutorul aplicatiei Mathcad 10.
Se va prezenta in continuare organigrama programului de calcul (fig. ) realizat cu ajutorul mediului de operare Matchad 10, in scopul obtinerii valorilor parametrilor motorului asincron cu rotorul in scurtcircuit studiat specificandu-se ciclarile care au loc in program pentru determinarea parametrilor nominali si de pornire.
Fig. 2. Organigrama programului de calcul
Validarea programului de calcul.
In scopul validarii programului de calcul am realizat impreuna cu colegul de echipa Vatafu Ionut, pe langa calculul parametrilor motorului asincron studiat in prezenta lucrare si calculul unui al doilea motor: 2,2 kW / 1500 rpm, care reprezinta motorul asincron cu rotorul in scurtcircuit studiat in lucrarea de diploma a acestuia.
In scopul realizarii unei comparatii intre valorile obtinute in urma studiului celor doua motoare s-a realizat tabelul de mai jos in care sunt evidentiati parametrii obtinuti prin calculul realizat anterior, parametrii nominali obtinuti pe baza masuratorilor experimentale pe platforma de incercari si datele tehnice ale firmelor constructoare de masini electrice. Parametrii obtinuti pe platforma de incercari si datele tehnice (de catalog) sunt prelevate de la S.C. UMEB S.A.
Paramentrii principali urmariti in
aceasta comparatiei sunt urmatorii: puterea nominala - 
, randamentul nominal al motorului ηn , factorul de putere nominal cosφn , turatia
nominala nn ,
valoarea relativa a curentului de pornire - 
si valoarea
relativa a cuplului de pornire - 
.
|
Parametrii |
Date calculate |
Date platforma |
Date catalog |
Date calculate |
Date platforma |
Date catalog |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Pe baza tabelul de mai sus se poate spune ca valorile parametrilor obtinuti cu ajutorul programului de calcul (a se vedea Anexa A) nu difera mult de valorile de catalog (valori impuse) ale firmei constructoare de masinii electrice mentionata anterior.
In cazul motorului studiat in lucrarea prezenta se pot compara datele obtinute fata de datele din buletinul de incercarii al motorului buletin din cadrul S.C. UMEB S.A. conform standardelor europene din acest domeniu, fiecare dintre parametrii de mai sus fiind examinati astfel:
Ψ &nbs 828f55i p; Factorul de putere 
obtinut in urma
functionarii motorului in sarcina, la
Ψ &nbs 828f55i p; Turatia motorului 
obtinut in urma
functionarii motorului in sarcina, la
Ψ &nbs 828f55i p; Valoarea relativa a curentului de pornire 
- raportul intre
curentul de initial
Ψ &nbs 828f55i p; Valoarea relativa a cuplui de pornire 
- raportul intre
cuplul initial de
|
|
Fig. 2. Caracteristica η=f(s) rezultata in urma optimizarii geometrice.
|
|
Fig. 3. Caracteristica η=f(s) rezultata in urma optimizarii geometrice.
|
|
Fig. Caracteristica cosφ=f(s) rezultata in urma optimizarii geometrice.
2. Metoda de optimizare prin modificarea proprietatilor materialelor active utilizate.
Optimizarea in ipoteza reducerii pierderilor specifice ale tablei silicioase.
Performantele tehnice, costul,
eficienta econimica si siguranta in functionare a unei
masini electrice depind in primul rand de constructia si de
proprietatile materialelor utilizate pentru executia acesteia. Deaceea
prin aceasta metoda imi propun modificarea valori pierderilor specifice
ale tablei silicioase utilizate in realizarea tolei pachetelor stator si
rotor. Acest lucru va avea ca efect instantaneu cresterea tuturor
parametrilor motorului (
) dar costul materialul utilizat in aceasta
situatie va creste.
Aceasta optimizarea s-a
realizat in ipoteza mentinerii curbei de magnetizare 
constanta pentru
ambele tipuri tole studiate. Initial tabla silicioasa folosita
avea datele tehnice urmatoare:
|
|
Fig. Caracteristica η=f(s) rezultata prin
reducerea pierderilor specifice ale tablei silicioase.
Optimizarea prin modificarea materialului din care este realizata colivia.
O a doua metoda de optimizare a eficientei energetice, folosita din ce in ce mai des pe plan mondial, este aceea de a realiza colivia rotor prin turnare cu cupru topit, deoarece cuprul pur fata de aluminiu pur prezinta o rezistivitate electrica la 20°C mult mai mica si in concluzie pierderile in rezistenta barei si a inelului de scurtcircuitare vor scadea ducand implicit la cresterea randamentului motorului.
Aluminiu turnat utilizat in calculele realizate are caracteristicile:
- rezistivitate: 
- densitatea : 
- pret unitar: 
Cuprul electrotehnic turnat are caracteristicile:
- rezistivitate: 
- densitatea : 
- pret unitar: 
Rezultatele numerice ale metodei:
|
Parametrii |
Date obtinute (Aluminiu turnat) |
Date obtinute (Cupru turnat) |
Date tehnice de catalog |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Cresterea pretului
|
|
|
|
Din tabelul anterior se poate observa ca s-a reusit cresterea eficientei energetice cu 1% prin simpla introducere a cuprului turnat sub presiune in colivie in locul aluminiului.
Pe langa avantajul densitatii mai mici pe care o prezinta cuprul fata de aluminiu, acesta are si un dezavantaj pretul de achizitie mai ridicat.
In urma acestei metode de optimizare s-a obtinut un randament mai ridicat utilizand ca material pentru colivie cuprul datorita scaderii pierderilor Joule din rotor (prin scaderea rezistentei rotor), dar alunecarea nominala la care s-a obtinut este mai mica ducand la cresterea turatia nominala a motorului si implicit la scaderea cuplului nominal al acestuia.
Optimizarea in aceasta
situatie ar fi una reusita daca toti parametrii s-ar
incadra in limitele impuse de standardele in vigoare (SR EN 7246:1998, STAS 9904/6-84
- Punctele 2.2.3, 2.2.4), dar dupa cum se poate observa, valoarea
relativa a cuplului de pornire nu se incadreaza in limita admisa
(
), deaceea se va apela la modificarea crestaturii rotor.
In scopul cresterii valorii relative a cuplului de pornire () se face modifica crestatura rotor din forma ei
initiala de para intr-o crestatura in forma de
para inversa si in acelasi timp se va mari lungimea
acesteia.
S-a redimensionat crestatura
rotor, realizand o crestatura in forma de para, a
carei lungime este cu 4 mm mai
mare decat crestatura initiala. Astfel s-a putut obtine un
efect al refularii mai pronuntat si implicit o valoarea
relativa a cuplului de pornire mai mare (
), valoarea ce se incadreaza in acest moment in limitele
impuse de standardele in vigoare. Dar odata cu modicarea crestaturii
rotor in sensul cresterii inaltimii si modificarii
structurii acesteia (para inversa) va scadea inaltimea
jugul rotoric, ceea ce duce la cresterea inductiei magnetice in
acesta.
|
|
Fig. Caracteristica η=f(s) pentru cele doua materiale utilizate
la realizarea coliviei rotor.
Optimizarea prin imbunatatirea materialelor active utilizate.
Aceasta ultima metoda
de optimizare isi propune cresterea eficientei energetice a
motorului studiat prin folosirea materialelor active ce prezinta caracteristici
mai bune. Metoda reprezinta o combinatie a ultimelor doua,
utilizand tabla silicioasa cu pierderi specifice mai mici (
) si cuprul turnat in colivie.
Se vor compara rezultatele
obtinute de aceasta metoda cu valorile obtinute in cazul
motorului studiat initial (
si aluminiu turnat in colivie)
Rezultatele numerice ale metodei:
|
Parametrii |
Date calculate
Aluminiu in colivie |
Date calculate
Cupru in colivie |
Date tehnice de catalog |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Cresterea pretului
|
|
|
|
In tabelul anterior s-au luat in
considerare valoriile relative ale curentului si cuplului de pornire (
) calculate pentru noua crestatura rotor in
forma de para inversa si de lungime mai mare (calcul
realizat pentru colivia turnata din cupru). Astfel valorile paramentrilor
obtinuti () se incadreaza in limitele impuse de standardele in
domeniu (SR EN 7246:1998, STAS 9904/6-84 - Punctele 2.2.3, 2.2.4). In timp ce
valoarea randamentului obtinut se incadreaza in limita admisa de
standard (
), valoarea factorului de putere se afla la limita
inferioara admisa de acest standard:
.
Prin aceasta ultima metoda de optimizare s-a reusit cea importanta crestere a eficientei energetice a motorului studiat in aceasta lucrare, dar pretul de achizitie al materialelor utilizate este mai ridicat fata de celelalte metode.
In concluzie aceasta optimizare
a reusit sa aduca motorul initial din clasa de
eficienta energetica eff3
in clasa de
eficienta energetica eff2
depasindu-se limita de 
, motorul realizat avand si o turatie nominala
mai ridicata.
In continuare sunt prezentate
caracteristicile 
si 
pentru optimizarea
realizata.
|
|
Fig. 7. Caracteristica η=f(s) in cazul celor doua situatii studiate.
|
|
Fig. 8. Caracteristica cosφ=f(s) in cazul celor doua situatii studiate
Capitolul 7
Concluzii.
In aceasta lucrare a fost prezentat modul de realizare al calculului parametrilor nominali si de pornire ai unui motor asincron cu rotorul in scurtcircuit, avand o constructie tip capsulare antideflagranta necesara zonei in care acesta functioneaza zona in care atmosfera este potential exploziva (industria chimica, petroliera, extractiva, etc.). Paramentrii motorului calculati atat prin exemplul de calcul prezentat in lucrare dar si prin programul de calcul asistat de calculator (Mathcad 10. Anexa A), sunt necesari a fi stiuti pentru a se putea realiza ulterior cresterea eficientei energetice a motorului prin diverse metode de optimizare.
Prin diversele metode de optimizare prezentate in aceasta lucrare s-a putut realiza cresterea eficientei energetice a motorul studiat, plasandu-l intr-o clasa de eficienta energetica mai ridicata, si anume in clasa de eficienta energetica eff2 , conform acordului semnat de inteprinderile constructoare de masini electrice din cadrul CEMEP.
Daca ar fi sa comparam rezultale metodelor de optimizare realizate in aceasta lucrare, ar fi preferat sa se recurga la alegerea metodei de optimizare prin modificarea proprietatilor materialelor active utilizate, in scopul de a obtine o economisire a consumului de energie electrica necesara motoarelor electrice.
Prin realizarea unor investitii suplimentare in obtinerea de materiale active mai performante se va reusi, cu aceleasi tehnologii de prelucrare, sa se realizeze motoare electrice mai eficiente din punct de vedere energetic, iar in cazul in care se va trece la productia de serie atunci investitia facuta se va putea amortiza intr-un timp foarte scurt.
Astfel firmele constructoare de motoare electrice de la noi din tara pot realiza prin metode de optimizare similare cu cele prezentate in aceasta lucrare, motoare cu o eficienta energetica mai ridicata, putand astfel concura mai bine cu cele de pe piata externa.
Procesul de imbunatatire a randamentului motoarelor electrice la noi in tara este insa unul lent din cauza mentalitatii inca clasice (crearea in continuare de motoare electrice pe baza unor tipodimensiuni vechi) si a lipsei de investitii in tehnologizare, dar odata cu cresterea numarului de inteprinderi care vor adera la acordul impus de CEMEP privind cele trei clase de eficienta energetica, inteprinderile constructoare vor fi nevoite sa ia masuri urgente pentru a putea face fata pe piata externa.
Pentru inteprinderile constructoare de la noi din tara acest lucru nu va fi tocmai usor, deoarece in scopul fabricarii de motoare electrice conform claselor de eficienta energetica elaborate de CEMEP sunt necesare alocarea de fonduri pentru: tehnologii moderne de realizare a tolelor pachetelor stator si rotor, tehnologii de turnare a cuprului pentru realizarea coliviei rotor, crearea de noi tipodimensiuni fata de cele standard pe care le are fiecare inteprindere, achizitionarea de materile active (tabla silicioasa) cu caracteristici cat mai bune, etc.
Bibliografie:
Carti, articole:
[1] Mihai V. Cistelecan, Valerius Stanciu, Mihail Popescu, Victor Nitigus, Cresterea eficientei energetice in procesele de conversie electromagnetica a energiei prin motoare de curent alternativ - Simpozion ICPE-ME, Institutul de Cercetari pentru Masini Electrice (S.C. ICPE-ME S.A.), 200
[2] Valerius Mihail Stanciu, Mihai V. Cistelecan, , Mihail Popescu, Victor Nitigus, Politici pentru utilizarea masinilor electrice cu eficienta ridicata - Simpozion ICPE-ME, Institutul de Cercetari pentru Masini Electrice (S.C. ICPE-ME S.A.), 200
[3] Elektrische Antriebe Enegiesparmotoren Ed. + ZVEI, Ed. II 2002.
[4] Files (OLK) Voluntari Agreement of CEMEP doc. (28 iunie 1999)
[5] CEMEP Working Group LV AC Motors Monitoring 2002 Frankfurt Aug. 2003
[6] A Proven Approoach to Reducing Electricity Costs The Answer for an Energy Driven Economy BALDOR.
[7] Constantin Bala, Masini Electrice , Editura Tehnica, Bucuresti 1979.
Directiva Parlamentului European si a Consiliului Uniunii Europene ATEX 94/9/CE din 23 martie 199
[9] Directiva Parlamentului European si Consiliului Uniunii Europene ATEX 1999/92/CE cu aplicabilitate din iulie 2003.
[10] Normativul romanesc NP 099-04 aprobat prin Ordinul Ministrului Transportului, Constructiilor si Turismnului nr. 176/2005 si a fost publicat in Monitorul Oficial al Romaniei, Partea I, nr. 418 bis din 18 mai 200
SR EN 60079 1 / CEI 60079 1, 30 noiembrie 2005 Aparatura electrica pentru atmosfere gazoase. Partea 1: Capsulare antideflagranta d.
[12] SR EN 60529-1995 Grade de protectie asigurate prin carcase (Cod IP).
SR EN 60034-1:1996, modificat + A1:1997 + A2:1999 Masini electrice rotative. Partea 1: Valori nominale si caracteristici de functionare.
[14] SR EN 60079-14:2004 Atmosfere periculoase, altele decat minele.
[15] SR EN 60034-14:2000 Masini electrice rotative. Partea 14: Vibratii mecanice ale anumitor masini cu inaltimea axei mai mare sau egala cu 56 mm. Masurare, evaluare si limite ale vibratiilor.
[16] SR EN 60034-9:2000 Masini electrice rotative. Partea 9: Limite de zgomot.
Ion Cioc, Nastase Bichir, Nicolae Cristea Masini electrice. Indrumar de proiectare proiectarea masinii asincrone.
N. Galan, M. Cistelecan Masina asincrona. Indrumar de proiectare, Institutul Politehnic Bucuresti Facultatea Electrotehnica, 1981.
Bichir I. Nastase Proiectarea si constructia masinilor electrice, volumul II, Institutul Politehnic Bucuresti Facultatea Electrotehnica, 1988.
|
/ 
