Microsoft Word - Diplomska naloga UNI-internet.doc

Transkripcija

1 UNIVERZA V MARIBORU FAKULTETA ZA ELEKTROTEHNIKO RAČUNALNIŠTVO IN INFORMATIKO IZBIRA VEZAVE NAVITJA ASINHRONSKEGA MOTORJA ZA ŠIROKO PODROČJE SPREMEMBE VRTLJAJEV Maribor, avgust 2010

2 2

3 I univerzitetnega študijskega programa IZBIRA VEZAVE NAVITIJ ASINHRONSKEGA MOTORJA ZA ŠIROKO PODROČJE SPREMEMBE VRTLJAJEV Študent: Študijski program: Univerzitetni, Elektrotehnika Smer: Močnostna elektrotehnika Mentor: Somentor: prof. dr. Ivan Zagradišnik doc. dr. Miralem Hadžiselimović Maribor, avgust 2010

4 2

5 III

6 2

7 V ZAHVALA Zahvaljujem se mentorju prof. dr. Ivanu Zagradišniku in somentorju doc. dr. Miralemu Hadžiselimoviću za pomoč in vodenje pri opravljanju diplomskega dela. Posebna zahvala velja Anji in staršem za moralno podporo pri študiju.

8 2

9 VII IZBIRA VEZAVE STATORSKEGA NAVITJA ASINHRONSKEGA MOTORJA ZA ŠIROKO PODROČJE SPREMEMBE VRTLJAJEV Ključne besede: asinhronski motor, frekvenčni pretvornik, navitja, meritve UDK: : (043.2) Povzetek obravnava načrtovanje takšnega statorskega navitja trifaznega asinhronskega motorja, ki omogoča obratovanje asinhronskega motorja s konstantno oddano močjo v širokem področju vrtljajev. Slednje je mogoče doseči z različnimi vezavami statorskega navitja. S programskim paketom emlook, ki temelji na analitičnimem izračunu asinhronskega motorja, sta bila izračunana in kasneje izdelana dva prototipa asinhronskih motorjev. Na obeh prototipih so bile izvedene meritve z namenom določitve elektromagnetnih in mehanskih karakteristik. Na podlagi rezultatov meritev je bila opravljena podrobna analiza obeh prototipov. Vse delo in meritve so bile opravljene v Laboratoriju za električne stroje (LABES) na fakulteti za elektrotehniko, računalništvo in informatiko Univerze v Mariboru.

10 2

11 IX CHOICE OF WINDING CONNECTIONS FOR WIDE SPEED RANGE INDUCTION MOTOR Key words: induction motor, frequency converter, windings, measurements UDK: : (043.2) Abstract This diploma thesis is dealing with the design of three-phase stator winding, which enables that induction motor operate with the constant power in wide-speed region. The last one is possible to achieve with different connection types of stator winding. Two induction motor prototypes with different stator winding type connection were designed and manufactured. Both aforementioned prototypes were measured in order to determine electromagnetic and mechanic characteristics. Based on measured results exhaustive analysis was performed. All work and measurements were done at the Laboratory for Electrical Machines (LABES), Faculty of Electrical Engineering and Computer Science, University of Maribor.

12 2

13 XI UPORABLJENI SIMBOLI A (mm 2 ) Cu - presek žice A (mm 2 ) us - presek statorskega utora A (mm 2 ) ur - presek rotorskega utora B (T) - gostota magnetnega pretoka D (m) - notranji premer statorske izvrtine Dr (m) - premer rotorja E, E, E, E, E (V)- efektivne inducirane napetosti 1 m s r rp e,e - trenutne inducirane napetosti sp rp f (Hz) - frekvenca f (Hz) N - nazivna frekvenca fcu - polnilni faktor fn - faktor navitja fns - faktor navitja statorja fnr - faktor navitja rotorja fp - pasovni faktor navitja ft - tetivni faktor navitja H (mm) us - višina statorskega utora

14 XII I (A) N - nazivni tok motorja I (A) s - statorski tok I (A) r - rotorski tok I (A) rp - tok rotorske palice I (A) r - reducirana vrednost rotorskega toka l (m) - celotna dolžina navitja ene faze l (m) Fe - dolžina statorskega paketa M (Nm) - vrtilni moment F (N) p - sila na rotorsko palico m - število faz ms - število faznih navitij statorja mr - število faznih navitij rotorja mfe - masa železa p (W/kg) v - specifične vrtinčne izgube p (W/kg) h - specifične histerezne izgube n -1 (min ) - vrtljaji n (min -1 ) s - sinhronski vrtljaji nsr - prestavno razmerje med statorjem in rotorjem p - število polovih parov

15 XIII P (W) h - moč histereznih izgub P (W) iz - moč izgub P (W) tr v - moč izgub trenja in ventilacije P (W) tr - moč izgub trenja P (W) ven - moč izgub ventilacije P (W) v - moč izgub vrtinčenja P (W) N - nazivna moč P, P, P (W) - moč na gredi (mehanska moč) r m Pt1, Pt2, Pt3, Pt4, Pt5, Pt7 Pt8Ptair (K)- merilna mesta za meritev nadtemperatur motorja R (Ω) - upornost navitja q - število utorov na pol in fazo Q - število utorov Qp - število utorov na pol α () Q - mehanski kot med utori α() - električni kot med utori a - število paralelnih vej R (Ω) hl - upornost hladnega navitja statorja R (Ω) t - upornost toplega navitja statorja R (Ω) r - upornost navitja rotorja

16 XIV R (Ω) r - reducirana vrednost rotorske upornosti s - slip t (s) - čas U (V) s - statorska napetost U (V) r - rotorska napetost U (V) r - reducirana vrednost rotorske napetosti U1- začetek navitja prve faze V1- začetek navitja druge faze W1- začetek navitja tretje faze U2 - konec navitja prve faze V2 - konec navitja druge faze W2 - konec navitja tretje faze X - konec navitja na odcepu prve faze Y - konec navitja na odcepu druge faze Z - konec navitja na odcepu tretje faze X (Ω) σs - razsipana reaktanca statorja X (Ω) σr - razsipana reaktanca rotorja X (Ω) σr - reducirana vrednost razsipane reaktance rotorja X (Ω) m - magnetilna (glavna) reaktanca z - število vodnikov na fazo

17 XV zu - število vodnikov na utor η - izkoristek ϑ ( o C) hl - temperatura hladnega navitja ϑ ( o C) t - temperatura toplega navitje ϑ ( C) ok - temperatura okolice τ (m) p - polova delitev oboda rotorja Φ (Vs) - magnetni pretok -1 ω (s ) - krožna frekvenca

18 XVI KAZALO 1. UVOD 1 2. ASINHRONSKI MOTOR Opis konstrukcije in način delovanja Princip delovanja asinhronskega stroja pri kratko sklenjenem rotorskem navitju Napetostne ravnotežne enačbe in nadomestno vezje Uporaba asinhronskega motorja v širokem področju spremembe vrtljajev Napajanje asinhronskega motorja s frekvenčnim pretvornikom Statorska navitja Izvedbe statorskih navitij NAČTROVANJE TESTNIH MOTORJEV Nazivni podatki Izbira statorskega navitja in vezave Navitje Y/YY Navitje Y/ in Y/ -o Analiza izračunanih karakteristik Programsko orodje emlook Prikaz rezultatov analitičnih izračunov MERITVE IN OPIS MERILNEGA SISTEMA Merilni sistem Meritev karakteristik testnih motorjev Preizkus prostega teka Preizkus obremenitve Preizkus optimalne napetosti Preizkus segrevanja Določitev mehanskih izgub testnih motorjev...51

19 XVII 5. PRIMERJAVA REZULTATOV ANALITIČNIH IZRAČUNOV IN MERITEV Prosti tek Obremenitev Široko področje spremembe vrtljajev Izbira vezave navitja za široko področje spremembe vrtljajev SKLEP LITERATURA PRILOGE 65

20 XVIII KAZALO SLIK Slika 2.1: Izsek rotorske in statorske lamele asinhronskega motorja 4 Slika 2.2: Nadomestno vezje asinhronskega stroja s kratkosklenjenim rotorskim navitjem 9 Slika 2.3: Karakteristike vrtilnega momenta pri različnih frekvencah in konstantnem magnetnem pretoku 11 Slika 2.4: Odvisnost moči in vrtilnega momenta od frekvence 13 Slika 2.5: Razporeditev pasov statorskega paketa 14 Slika 2.6: Fazni položaj utorskih induciranih napetosti 15 Slika 2.7: Enoplastno navitje 16 Slika 2.8: Dvoplastno navitje 17 Slika 2.9: Ulomljeno koncentrično navitje 18 Slika 2.10: Fazorji utorskih napetosti 19 Slika 3.1: Statorja testnih motorjev z vstavljenima navitjama 20 Slika 3.2: Rotor testnih motorjev z ležajnima ščitoma 20 Slika 3.3: Oblika statorskega utora 21 Slika 3.4: Oblika rotorskega utora 21 Slika 3.5: Osnovno ulomljeno koncentrično navitje v statorskem paketu s 36 utori 24 Slika 3.6: Ulomljeno koncentrično navitje za vezavo Y/YY 25 Slika 3.7: Ulomljeno koncentrično navitje za vezavo Y/ -o 26 Slika 3.8: Pogovorna okna programa emlook 27 Slika 3.9: Karakteristike izkoristkov v odvisnosti od števila vrtljajev pri P = 750 W 29 Slika 3.10: Karakteristike izgub v odvisnosti od števila vrtljajev pri P = 750 W 30 Slika 3.11: Odvisnost razmerja omahnega in nazivnega vrtilnega momenta od frekvence 31 Slika 3.12: Odvisnost razmerja zagonskega in nazivnega vrtilnega momenta od frekvence 32 Slika 3.13: Karakteristike vrtilnega momenta v odvisnosti od vrtljajev pri P = 750 W 33 Slika 3.14: Karakteristike slipa v odvisnosti od vrtljajev pri P = 750 W 34

21 XIX Slika 3.15: Karakteristike linijskih tokov v odvisnosti od vrtljajev pri P = 750 W 35 Slika 4.1: Blokovna shema merilnega sistema 36 Slika 4.2: Medfazna izhodna napetost frekvenčnega pretvornika brez sinusnega filtra 38 Slika 4.3: Izhodni linijski tok frekvenčnega pretvornika brez sinusnega filtra 39 Slika 4.4: Medfazna napetost frekvenčnega pretvornika s sinusnim filtrom 39 Slika 4.5: Izhodni linijski tok frekvenčnega pretvornika s sinusnim filtrom 40 Slika 4.6: Karakteristike prostega teka testnega motorja Y/YY pri f = f v vezavi Y 42 N Slika 4.7: Obremenilne karakteristike testnega motorja Y/YY pri f = fn in U UN = v vezavi Y 44 Slika 4.8: Karakteristike preizkusa optimalne napetosti testnega motorja Y/YY pri f = f in P= P N v vezavi Y 45 Slika 4.9: Položaji termoelementov na ohišju testnega 47 Slika 4.10: Preizkus segrevanje testnega motorja Y/YY za določitev maksimalnih izgub 48 Slika 4.11: Odvisnost upornosti bakrenega navitja od temperature 49 Slika 4.12: Ekstrapolacija izmerjenih vrednosti upornosti s polinomom v času izklopa t = 0 50 Slika 4.13: Mehanske izgube testnih motorjev v odvisnosti od števila vrtljajev 52 Slika 5.1: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izkoristkov testnega motorja Y/YY brez upoštevanja izgub trenja 56 Slika 5.2: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izgub testnega motorja Y/YY brez upoštevanja izgub trenja 57 Slika 5.3: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izgub testnega motorja Y/YY z upoštevanjem izgub trenja 58 Slika 5.4: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izkoristkov testnega motorja Y/YY z upoštevanjem izgub trenja 59 Slika 5.5: Karakteristike izmerjenih izkoristkov v odvisnosti od števila vrtljajev 60 Slika 5.6: Karakteristike izgub vseh vezav v odvisnosti od števila vrtljajev 61 N

22 XX KAZALO TABEL Tabela 1: Izbrani nazivni podatki testnih motorjev 22 Tabela 2: Rezultati segrevanja z elektrarno pri P= P 50 N Tabela 3: Rezultati segrevanja s frekvenčnim pretvornikom pri P iz = 260 W 51 Tabela 4: Primerjava izračunanih in izmerjenih rezultatov prostega teka 53 Tabela 5: Primerjava izračunanih in izmerjenih rezultatov obremenitve pri f = f 54 N Tabela 6: Primerjava izračunanih in izmerjenih rezultatov obremenitve pri f = 70 Hz 54 Tabela 7: Območje vrtljajev posamezne kombinacije vezave statorskega navitja 61

23 Uvod 1 1. UVOD Asinhronski motorji se zaradi številnih dobrih lastnosti, ki bodo podrobno opisane v nadaljevanju, vedno pogosteje pojavljajo v najrazličnejših električnih pogonih. K temu prispevajo tudi vedno bolj cenovno dosegljivi frekvenčni napajalniki, ki skupaj z asinhronskimi motorji tvorijo zelo variabilne, zanesljive in cenovno ugodne električne pogonske sisteme. Slaba lastnost takšnih električnih pogonov je, da se z asihronskimi motorji, ki so projektirani za določeno delovno točko, zelo težko zagotovijo dobre obratovalne lastnosti izven te delovne točke. Pri tem mislimo predvsem na problem konstantne oddane moči motorja čez široko področje vrtljajev. Največje težave pri tem predstavlja razmerje izhodne napetosti in izhodne frekvence elektronskih napajalnikov. Izhodno napetost omejuje velikost napajalne napetosti frekvenčnega pretvornika, izhodna frekvenca pa je lahko tudi do desetkratnik ali večkratnik nazivne frekvence motorja. Zaradi tega asinhronski motorji pri visokih vrtljajih oziroma frekvencah niso sposobni oddati nazivne moči. Iz tega razloga je s klasičnim eno hitrostnim asinhronskim motorjem nemogoče zagotoviti optimalne obratovalne lastnosti v širokem področju vrtljajev. Zato se v takšne namene uporabljajo asinhronski motorji, ki imajo vstavljeno statorsko navitje z odcepi, kar pomeni, da ima motor v priključno omarco poleg začetkov in koncev izpeljane še dodatne odcepe statorskega navitja. S pomočjo teh priključkov lahko statorsko navitje vežemo v različne kombinacije, napravimo različno število paralelnih vej ter različne vezave, kot so npr. zvezda (Y), dvojna zvezda (YY), trikot ( ), dvojni trikot ( ) in trikot z odcepom ( -o). Omenjene prevezave statorskega navitja napravijo krmiljena elektro magnetna stikala oziroma kontaktorji. Za takšne namene sta dovoljena maksimalno dva kontaktorja, saj je drugače finančni strošek takšne izvedbe previsok. Cilj diplomske naloge je bil izbrati najustreznejše navitje, ki bo zagotovilo, da bo asinhronski motor uporaben v čim širšem področju vrtljajev in bi v tem področju zagotovil nazivno oddano moč s čim boljšim izkoristkom. Statorsko navitje smo določali za klasičen motor s standardnim IEC rezom. To pomeni, da je bil izbran statorski in rotorski železni paket standardnih dimenzij in s standarnim številom ter obliko utorov. S predhodno opravljenimi analitičnimi izračuni, ki smo jih napravili s pomočjo programskega paketa emlook, smo za znano geometrijo stroja določili tri kombinacije navitij, ki so glede na rezultate izračunov danim zahtevam najbolj odgovarjale.

24 2 Uvod Omenjene kombinacije so Y/YY, Y/ in Y/ -o. Torej so vsa uporabna navitja imela pri nizkih vrtljajih osnovno vezavo zvezda. Na podlagi računskih podatkov smo dali izdelati dva prototipa s prej omenjenimi statorskimi navitji. Eden od prototipov je omogočal dve vezavi - Y/ in Y/ -o. Za testiranje izdelanih prototipov smo sestavili ustrezni merilni sistem, s katerim smo lahko zajemali električne in mehanske veličine testnih motorjev. Največjo težavo pri tem je predstavljala zelo popačena izhodna napetost frekvenčnega napajalnika. Na koncu smo primerjali odstopanja analitičnih izračunov in rezultatov meritev ter na podlagi slednjih izbrali najprimernejši motor, ki je izpolnjeval vse vnaprej zastavljene zahteve.

25 Asinhronski motor 3 2. ASINHRONSKI MOTOR V industriji so najpogosteje uporabljeni elektromotorji asinhronski motorji. Razpon moči, za katero se izdelujejo sega od nekaj vatov do več megavatov. Najbolj uveljavljeni so asinhronski motorji s kratkostično kletko. Ti imajo glede na druge elektromotorje številne prednosti. Ne vsebujejo elementov, ki jih je potrebno pogosto vzdrževati (npr. ščetke pri komutatorskih strojih), in elementov, ki so občutljivi na preobremenitve (npr. trajni magneti pri sinhronskih strojih). Zato je takšen elektromotor konstrukcijsko gledano zelo enostaven za vzdrževanje in relativno neobčutljiv na preobremenitve. Asinhronski motorji imajo številne prednosti in slabosti. Prednosti uporabe asinhronskega motorja: dolga življenjska doba, povezana z zelo nizko stopnjo vzdrževanja, kratkotrajno dopuščanje velike nadobremenitve, relativno mala sprememba vrtljajev pri obremenitvi okrog nazivne točke, možnost uporabe v Ex-področju (eksplozijsko varni motorji), razpolaganje z relativno visokim vrtilnim momentom, ki je odvisen od zgradbe rotorja oziroma kratkostične kletke, gledano primerjalno so stroški izdelave nizki, rotor je navzven električno nevtralen, zato je lahko okoli njega tudi tekočina ali plin, napajan s frekvenčnim pretvornikom lahko pokriva široko področje vrtljajev, v področju slabljenja polja ima relativno visok izkoristek glede na sinhronske motorje, vzbujane s trajnimi magneti. Slabosti uporabe asinhronskega motorja: omejene možnosti spreminjanja vrtljajev, za enak vrtilni moment je potreben večji volumen stroja glede na sinhronske motorje vzbujane s trajnimi magneti, nizek izkoristek glede na sinhronske motorje, vzbujane s trajnimi magneti.

26 4 Asinhronski motor 2.1 Opis konstrukcije in način delovanja Asinhronski motor sestavljata primarno in sekundarno navitje. Primarno navitje je nameščeno v utorih statorja, sekundarno navitje pa v utorih rotorja. Tako statorski kot rotorski železni paket je sestavljen iz lamel dinamo pločevine. Izsek lamele rotorskega in statorskega paketa prikazuje (sl.2.1). Primarno oziroma statorsko navitje je običajno trifazno pasovno navitje. Rotorsko navitje pa je lahko izvedeno kot pasovno navitje ali pa kot kratkostična kletka. V primeru pasovnega navitja na rotorju so izvodi pripeljani na drsne obroče tako, da lahko preko ščetk na statorju dostopamo do rotorskega navitja in z vključevanjem dodatnih upornosti v rotorski tokokrog spreminjamo karakteristike motorja. V primeru kratkostične kletke so utori na rotorju zapolnjeni z masivnim in dobro prevodnim materialom (npr.: aluminij, baker, medenina, siluminij) ter na koncih povezani s kratkostičnim obročem. Med obratovanjem tečejo skozi rotorske palice relativno visoki tokovi, napetosti pa so tako nizke, da dodatna izolacija ni potrebna. Med statorjem in rotorjem je zračna reža δ, ki omogoča gibanje rotorja. Tako ima stroj v magnetnem krogu zračno režo, kar pomeni, da ima večji magnetilni tok kot transformator, ki nima zračne reže. Število faznih navitij statorja m s se lahko razlikuje od števila faznih navitij rotorja m r. Število utorov na statorju Q s in število utorov na rotorju Q r se praviloma vedno razlikujeta. To pomeni, da je Qs> Qr ali pa je Qs < Qr. V nasprotnem primeru ima stroj težave pri zagonu in je med obratovanjem zelo glasen. Slika 2.1: Izsek rotorske in statorske lamele asinhronskega motorja

27 Asinhronski motor Princip delovanja asinhronskega stroja pri kratko sklenjenem rotorskem navitju Izmenični tokovi, ki tečejo skozi statorsko in rotorsko navitje ustvarijo svoje m-fazne amper-ovoje, ki skupaj tvorijo rezultirajoče vrtilne amper-ovoje. Ti vzbujajo vrtilni magnetni fluks, ki inducira napetost tako v statorskem ((2.1)) kot v rotorskem navitju ((2.1)). E = 444, f N f Φˆ (2.1) s s s ns g E = 444, f N f Φˆ (2.2) r r r nr g V zgornjih enačbah predstavlja produkt N s f ns oziroma Nr fnrefektivno število ovojev statorskega oziroma rotorskega navitja. Zaradi gibanja rotorja vrtilni magnetni fluks ne reže rotorske in statorske palice z enako hitrostjo, zato frekvenci rotorskih in statorskih električnih veličin praviloma nista enaki. Faktor f s podaja frekvenco statorskih električnih veličin, ki je enaka frekvenci napajalne napetosti. Frekvenco rotorskih električnih veličin podaja faktor Samo v primeru mirujočega rotorja velja, da je fr = fs. Če pa se rotor vrti, je fr fs. Kakšna je velikost f r glede na vrtljaje rotorja, bomo opisali v nadaljevanju. Rotor asinhronskega stroja se lahko glede na statorsko vrtilno polje vrti počasneje ( n< n - deluje kot asinhronski motor), hitreje ( n> n - deluje kot asinhronski generator) ali pa v s nasprotno smer (deluje kot zavora). Pri tem je n s sinhronsko število vrtljajev vrtilnega magnetnega polja, ki se definira z (2.3), n so dejanski vrtljaji rotorja. f ns = (2.3) p Pri asinhronskem stroju definiramo še brezdimenzijsko vrednost imenovano slip (zdrs), ki jo prikazuje (2.4). nrel ns n s = = (2.4) n n s s V (2.4) je n rel relativno število vrtljajev. Predstavlja razliko sinhronskih vrtljajev magnetnega polja in dejanskih vrtljajev rotorja. Če zgornjo enačbo preoblikujemo, dobimo izraz za dejanske vrtljaje rotorja, ki so podani z (2.5). n= n n = n sn = n (1 s) (2.5) s rel s s s Po IEC predpisih je slip definiran glede na ustrezne kotne hitrosti z (2.6). f r. s

28 6 Asinhronski motor s ω / p Ω ω / p s m = (2.6) s Pri tem je ω s enaka frekvenci statorskega magnetnega polja, ω s /p Ω ms = je mehanska sinhronska kotna hitrost vrtilnega polja in Ω m = 2πn je mehanska kotna hitrost rotorja. Obodna hitrost vrtilnega magnetnega polja na obodu izvrtine statorja je v = Dπn (2.7) s s D je premer izvrtine statorja. Obodna hitrost vrtečega se statorja, če zanemarimo širino zračne reže je v= Dπn (2.8) Relativna obodna hitrost je enaka razliki (2.7) in (2.8). v = v v= Dπ( n n) = Dπn = Dπn s= sv rel s s rel s s Vrtilno magnetno polje reže vodnike (palice) statorskega navitja s sinhronsko hitrostjo v s, rotorske vodnike (palice) pa z relativno hitrostjo v rel. Glede na obodno hitrost dobimo ustrezne inducirane napetosti: e = Blv (2.9) sp s erp = Blvrel = Blvss = esp s (2.10) Iz tega sledi, da je velikost inducirane napetosti v rotorju odvisna od zaostajanja ali prehitevanja rotorja glede na vrtilno magnetno polje. E r = E s (2.11) s Frekvenca statorskih električnih veličin je veličin je: f = pn. Frekvenca rotorskih električnih fr = pnrel = pnss = f s (2.12) To pomeni, da so tudi rotorske reaktance tako kot frekvenca odvisne od slipa. V kratkosklenjenem rotorskem navitju oziroma palici se v primeru, ko je s 0 po (2.2) inducira napetost, ki požene skozi navitje tok I rp. Ker se navitje nahaja v vrtilnem magnetnem polju zračne reže (osnovnega harmonika B 1 ), se na posamezni palici kratkosklenjenega rotorskega navitja pojavi sila, ki jo dobimo s pomočjo Lorenzove enačbe za sili na tokovodnik z dolžino l. ˆB = (2.13) 2 1 Fp Irp l s

29 Asinhronski motor 7 Če upoštevamo samo osnovni val vrtilnega fluksa, ki je vzbujan le od amper-ovojev magnetilnega toka v primarnem navitju, je glavni fluks: Φ ˆ g = 2 ˆ 2 ˆ 1 δ 1 p e π B A = π B τ l (2.14) Ob upoštevanju (2.2) za inducirano napetost v rotorju oziroma v posamezni palici 1 (polovica ovoja N r = ) in z upoštevanjem (2.12) za rotorsko frekvenco ter (2.14) za glavni 2 magnetni pretok dobimo: 1 Φˆ s ω D ˆB = = = (2.15) 2 2 2p 2 g 1 Er Erp 2πsf l Faktor navitja posamezne rotorske palice f nr = 1. Če iz (2.15) za rotorsko inducirano napetost izrazimo gostoto magnetnega pretoka ter jo vstavimo v (2.13), dobimo novo obliko enačbe za silo na rotorsko palico: F pe I EI EI = r rp r rp r rp p sωr = sωms r = sv (2.16) s Sila deluje na posamezno palico rotorja, ki je od sredine gredi oddaljena za palic v rotorju dobimo končni izraz za vrtilni moment rotorja: M Q F r Ob tem velja, da je QEI mei mei D r =. Za Q r 2 r r rp r r rp s r r = r p = = = (2.17) sωms sωms sωms Q r oziroma utorov enako številu faz I m r r = Irp in da je v primeru stroja s kratkostično kletko število palic ms m r v rotorju ( Qr mr = ). Izraz v števcu, deljen s slipom, fizikalno predstavlja notranjo moč stroja. Enačba matematično odpove, ko je slip enak nič. Toda v tem primeru sta tudi inducirana napetost in tok v rotorju prav tako enaka nič. Tako postane izraz za vrtilni moment nedefiniran. Če pa upoštevamo (2.16) za silo na palico in da je tok enak nič ( I r = 0 ), je tudi sila enaka nič in s tem je fizikalno pravilen tudi izraz za vrtilni moment stroja.

30 8 Asinhronski motor 2.2 Napetostne ravnotežne enačbe in nadomestno vezje Asinhronski stroj lahko predstavimo tudi s pomočjo nadomestnega vezja. Do tega pridemo tako, da zapišemo napetostne enačbe, ki opisujejo asinhronski stroj, in jih nato ustrezno preoblikujemo. Na (sl.2.2) je predstavljeno nadomestno vezje, ki je bilo določeno s pomočjo spodaj napisanih napetostnih enačb, ki opisujejo razmere samo ene faze. S tem je tudi predstavljeno nadomestno vezje narisano za eno fazo. U = R I + jx I + jx I (2.18) s s s s s sr r U = R I + jsx I + jsx I (2.19) r r r rs s r r Enačbi (2.18) in (2.19) predstavljata statorsko in rotorsko napetost kot vsoto posameznih padcev napetosti na ohmskih upornostih in reaktancah. Pri tem je lastna statorska reaktanca magnetilne reaktance X m skladno z [1]. X s enaka vsoti razsipane statorske reaktance X σs in X s = Xσs + Xm (2.20) Rotorska lastna reaktanca reducirane magnetilne reaktance X r je enaka vsoti razsipane rotorske reaktance X σr in X m. Reduciranje je izvedeno z napetostnim prestavnim razmerjem med statorjem in rotorjem, ki je definirano kot razmerje ovojev in faktorjev navitja: n E N f = s s ns sr E = r Nr f (2.21) nr 2 Nr f nr Xm r = σr + m r = σr + 2 Nsfns nsr X X X X X Medsebojna reaktanca med statorjem in rotorjem: r nr m sr rs m m sr rs sr sr Nsfns nsr (2.22) N f X X = X = X = X = X = X = n X (2.23) V napetostni enačbi (2.18) in (2.19) moramo rotorske veličine reducirati na stator. Pri stroju s kratkostično kletko moramo najprej izračunati ekvivalentni tok v rotorju = ( / ) in ekvivalentno upornost kletke ( / ) I m m I r r s rp R = m Q R. r s r rp Reduciranje rotorskega toka, napetosti in upornosti na stator prikazujejo enačbe (2.24), (2.25) in (2.26).

31 Asinhronski motor 9 1 I r = I r (2.24) n sr U = n U (2.25) r sr r R = nr (2.26) 2 r sr r Če v napetostni enačbi (2.18) in (2.19) vstavimo ustrezne reducirane vrednosti, dodamo produkta ± jx sr I s, ± jx rs I r in enačbo za U r ter delimo s slipom s dobimo: ( j ) j ( ) U = R + X I + X I + I (2.27) s s σs s m s r U r R s s ( ) r = + jx σr I r + jxm I s + I r (2.28) Običajno ima stroj pri obratovanju kratkosklenjeno navitje, tako da je U r = 0 oziroma U r = 0 in s tem nam zgornji enačbi opisujeta nadomestno vezje, ki je prikazano na (sl.2.2). Rs jx σs jx σr R r /s U s I s I I s + r jx m I r Slika 2.2: Nadomestno vezje asinhronskega stroja s kratkosklenjenim rotorskim navitjem 2.3 Uporaba asinhronskega motorja v širokem področju spremembe vrtljajev V mnogih električnih pogonih želimo pogonskemu stroju spremeniti število vrtljajev. Kako vplivamo na število vrtljajev rotorja pri asinhronskem motorju, prikazuje (2.29). f n= ns (1 s) = (1 s) (2.29) p Iz nje sledi, da so vrtljaji asinhronskega motorja odvisni od: - frekvence napajalne napetosti f, - števila polovih parov p, - slipa s (možno samo pri stroju z navitim rotorjem). Ker so v današnjem času asinhronski motorji najpogosteje napajani s frekvenčnimi pretvorniki in je to tudi predmet te diplomske naloge, si bomo v nadaljevanju podrobneje ogledali samo ta način spreminjanja vrtljajev.

32 10 Asinhronski motor Kot smo že omenili, je spreminjanje števila vrtljajev asinhronskemu motorju najpogosteje izvedeno s pomočjo spremembe frekvence napajalne napetosti. S spremembo frekvence glede na (2.30) spremenimo sinhronske vrtljaje magnetnega polja v zračni reži. Temu ustrezno se glede na slip spremenijo tudi rotorski vrtljaji ((2.29)). n = f s (2.30) p Iz (2.31) sledi, če spremenimo frekvenco napajalne napetosti motorja, moramo spremeniti tudi velikost napajalne napetosti. V nasprotnem primeru pride do spremembe magnetnega polja oziroma fluksa v železnem jedru. U = k fφ (2.31) Iz (2.31) sledi, da se mora pritisnjena napetost spremeniti linearno s spremembo frekvence. U U x = = konst. (2.32) f f x V tem primeru ostane magnetni fluks skoraj enak. Tako ohranimo magnetne pogoje v železnem jedru motorja oziroma ohranimo delovno točko, ki je zaradi maksimalne izkoriščenosti materiala na magnetilni karakteristiki postavljena blizu nasičenja. To pomeni, da moramo pri nižanju frekvence istočasno ustrezno nižati napetost. V nasprotnem primeru preide železno jedro v nasičenje, kar pomeni povečanje izgub v železu in povečanje magnetilne komponente toka. To velja za idealne razmere v stroju, dejanske razmere pa so opisane v nadaljevanju. Pri asinhronskem stroju, ki je napajan z izmenično napetostjo, se v statorskem navitju inducira napetost E, ki skupaj s padci napetosti drži ravnotežje pritisnjeni napetosti U. Padci napetosti se pojavijo na ohmskih upornostih in na induktivnih upornostih ter se glede na obratovalno stanje stroja oziroma velikost toka spreminjajo. Za nas je pomembno, da se same velikosti induktivnih upornosti oziroma reaktanc glede na frekvenco napajalne napetosti spremenijo. Zato je za ohranitev enakih magnetnih razmer v stroju pomembno, da zagotovimo: E konst. f = (2.33) V tem primeru dobimo karakteristike vrtilnega momenta, kot so prikazane na (sl.2.3).

33 Asinhronski motor 11 M f5< f 4< 3 < f 2 f < f 1 M b n s5 n s4 n s3 n s2 n s1 Slika 2.3: Karakteristike vrtilnega momenta pri različnih frekvencah in konstantnem magnetnem pretoku Pri konstantnem razmerju U/f magnetni pretok zaradi spreminjajočih induktivnih padcev napetosti v zračni reži ne bo konstanten. Zato se bo spremenila inducirana napetost v rotorju, s tem tudi rotorski tok in posledično vrtilni moment. Pri nizkih frekvencah napajalne napetosti so induktivne upornosti majhne in tako prevladuje ohmski padec napetosti. V tem primeru pretok skozi zračno režo ni več konstanten, ampak začne padati. Padati začne tudi omahni vrtilni moment, kar je posebej problematično pri manjših motorjih, kjer so ohmski padci napetosti še višji. Pri konstantnem magnetnem pretoku oziroma fluksu je namreč omahni vrtilni moment konstanten. Zaradi omenjenega problema se pri frekvencah nižjih od 30 Hz razmerje U/f poveča in tako nastane kompenzacija ohmskega padca napetosti na statorju. Pri visokih frekvencah napajalne napetosti so induktivni padci napetosti visoki, kar pomeni, da z višanjem frekvence tudi pri konstantnem razmerju U/f začne fluks v zračni reži padati, kar kompenziramo z dvigom razmerja U/f na enak način kot pri nizkih frekvencah. Pri visokih frekvencah napajalne napetosti se pojavi še problem povečanih železnih izgub v stroju. Železne izgube delimo na dva dela. Prvi del so histerezne izgube P h, ki nastanejo kot posledica vzpostavljanja in podiranja elementarnih magnetnih področij (Weissove domene) v feromagnetnem materialu. Drugi del so vrtinčne izgube v železnem jedru, ki nastanejo zaradi vrtinčnih tokov pri izmeničnem magnetenju. PFe = Ph + Pv (2.34) Histerezne izgube opisuje (2.35), iz katere je razvidno, da se glede na frekvenco napajalne napetosti spreminjajo linearno. V (2.35) je k h koeficien histereznih izgub, ki so običajno n podane kot specifične histerezne izgube p h v W/kg pri f =50 Hz in magnetni gostoti B=1 T

34 12 Asinhronski motor ali 1,5 T. Histerezne izgube so nelinearno odvisne od magnetne gostote B in podane z eksponentom x. Njegova vrednost se giblje med mejami od 1,6 do 2,6. Koeficient predstavlja maso železnega jedra. f x Ph = kh B m Fe (2.35) 50 Vrtinčne izgube opisuje (2.36), kjer je k v koeficien vrtinčnih izgub, ki so običajno podane kot specifične vrtinčne izgube m Fe p v v W/kg. Iz enačbe (2.36) je razvidno, da se vrtinčne izgube spreminjajo s kvadratom frekvence in kvadratom magnetne gostote B. Vrtinčni tokovi so posledica induciranih napetosti v železnem jedru, te pa so proporcionalne f in B. 2 f 2 v v Fe P = k B m 50 (2.36) Napajanje asinhronskega motorja s frekvenčnim pretvornikom Razvoj elektronskih napajalnih sistemov oziroma frekvenčnih pretvornikov je eden izmed glavnih razlogov, da se je asinhronski stroj začel vedno bolj uveljavljati v najrazličnejših električnih pogonih. Kot že ime pove, so frekvenčni pretvorniki naprave, ki pretvarjajo električno energijo ene frekvence (lahko tudi enosmerno napetost) v izmenično napetost druge frekvence. Pri tem procesu pretvorbe je mogoče generirati enako ali drugačno število faz in tudi različno fazno zaporedje. Za doseganje konstantne oddane mehanske moči motorja se mora z večanjem frekvence ustrezno prilagajati tudi efektivna vrednost napetosti v skladu z (2.31). To dejstvo pedstavlja v praksi veliki problem, saj lahko izhodno napetost pretvornika povečamo le do nazivne vrednosti oziroma jo omejuje velikost napajalne napetosti. Frekvenco pa lahko povečamo tudi za desetkratnik ali večkratnik nazivne frekvence. Iz tega sledi, da se bo pri višanju frekvence nad nazivno začel v stroju ustrezno (2.31) zmanjševati fluks. Pri nadaljnem višanju frekvence in konstantni pritisnjeni napetosti bo fluks v stroju vedno manjši. V tem primeru preide stroj v tako imenovano področje slabljenja polja. Vedno manjši fluks povzroči pri konstantnem toku vedno manjši vrtilni moment stroja. Kljub temu se lahko še čez relativno široko področje zagotovi nazivna oddana mehanska moč, saj nižanju vrtilnega momenta sledi ustrezno višanje vrtljajev. Razmere grafično prikazuje (sl.2.4).

35 Asinhronski motor 13 P M P max P (S6) P N (S1) M f 1 fn f 3 f2 f Slika 2.4: Odvisnost moči in vrtilnega momenta od frekvence Konstantni vrtilni moment stroja se lahko zagotovi samo od frekvence 0 do nazivne frekvence f N, ker je samo v tem delu mogoče s pretvornikom prilagajati izhodno napetost izhodni frekvenci. S kakšno oddano močjo lahko stroj trajno obratuje, je odvisno od njegove termične moči, ki jo določajo pogoji hlajenja. Zato je področje obratovanja stroja določeno s termično mejno vrednostjo toka stroja, pri katerem se le-ta v trajnem obratovanju segreva tako, da temperatura ne preseže za določen razred dovoljene temperature izolacije. Seveda lahko stroj obratuje tudi z večjo oddano močjo kot nazivno, a je v tem primeru potrebno izboljšati hlajenje ali obratovati kratkotrajno (v intermitiranem pogonu), da ne pride do termičnega uničenja stroja. Iz (sl.2.4) je razvidno, da so lahko manjše oddane moči motorja konstantne v zelo širokem področju vrtljajev. Večje oddane moči kot zahtevamo, bolj se področje vrtljajev skrči. Potrebno je omeniti, da imajo običajno vsi stroji, ki so napajani s frekvenčnimi pretvorniki, tuje hlajenje. V nasprotnem primeru bi bilo hlajenje strojev odvisno od same delovne točke. To pomeni, da bi lahko prišlo pri nizkih vrtljajih stroja do pregrevanja, pri visokih vrtljajih pa do dodatne obremenitve motorja, saj je ventilatorska bremenska karakteristika odvisna od kvadrata vrtljajev. Tuje hlajenje je običajno izvedeno z manjšimi enofaznimi ali trifaznimi motorji. Ti poganjajo ventilator, ki skrbi za konstantne hladilne pogoje. Motorji večjih moči so lahko hlajeni tudi s pomočjo vode, ki kroži v plašču stroja. Slaba lastnost takšnega načina hlajenja je, da potrebujemo zaprt hladilni sistem, ki predstavlja dodatne stroške.

36 14 Asinhronski motor 2.4 Statorska navitja V trifaznih strojih se uporabljajo pasovna navitja. To so navitja, ki so enakomerno razporejena po obodu stroja. Tako leži navitje vsake faze v svojem pasu oziroma mu pripada enak del oboda. Primer razporeditve oboda za trifazni dvopolni stroj s številom statorskih utorov Q = 18 je prikazan na (sl.2.5). 16 II I III 14 5 III I II 7 Slika 2.5: Razporeditev pasov statorskega paketa Omenjena navitja določimo z naslednjimi osnovnimi enačbami, ki podajajo osnovne lastnosti navitja. Širino pasu ene faze podaja (2.37). α = p 60 2m = 2 3 = (2.37) Iz (2.37) je razvidno, da je v primeru trifaznega stroja (število faz m = 3 ) pas navitja vedno 60. Z (2.38) izračunamo koliko utorov statorskega paketa pride na en pol in eno fazo stroja. q = Q 2 p m Naslednja enačba podaja koliko utorov na pol imajo vse tri faze skupaj. (2.38) Q = p mq (2.39) Mehanski kot med utori je enak: 360 α = (2.40) Q Q Fazne premike med induciranimi napetostmi v posameznih utorih prikazuje (2.41). 360 α = p (2.41) Q

37 Asinhronski motor 15 Na sliki (2.6) je prikazana razporeditev statorskih induciranih napetosti za 18 utorov dvopolnega stroja z vrisanim električnim kotom α. e p17 e p18 e p1 α e p2 e p3 Slika 2.6: Fazni položaj utorskih induciranih napetosti Mehanski in električni kot se razlikujeta samo za število polovih parov in sta enaka samo pri dvopolnem stroju. Relativni merili, kako optimalno so fazorji induciranih napetosti porazdeljeni v pasu, nam podaja pasovni faktor f p, ki dejansko predstavlja razmerje geometrijske in aritmetične vsote induciranih napetosti v pasu. Pasovni faktor izračunamo z (2.42). f E p geom. p = = Ep arit. αp sin 2 α qsin 2 (2.42) Faktor navitja dejansko upošteva zmanjšanje inducirane napetosti v navitju zaradi geometrijskega premika induciranih napetosti v pasu. Če iz posebnih razlogov, kot so npr. prihranek materiala ali dušenje višjih harmonikov, statorsko navitje skrajšamo, moramo upoštevati tako imenovani tetivni faktor f t, ki ga podaja enačba (2.43). f E Y ov geom. Q π t = = sin E ov p 2 Q arit. (2.43) Tetivni faktor f t je razmerje geometrijske in aritmetične vsote inducirane napetosti v enem ovoju tuljavice in dejansko upošteva zmanjšanje inducirane napetosti ovoja zaradi skrajšanja tuljavice. Če navitje ni skrajšano, je tetivni faktor f t = 1.

38 16 Asinhronski motor Faktor navitja f n, ki je produkt pasovnega in tetivnega faktorja upošteva skupno zmanjšanje inducirane napetosti zaradi geometrijske razporeditve navitja v pasu in krajšanja navitja. fn = fp f t (2.44) Faktor navitja na nek način predstavlja izkoristek navitja, ki je pri nepravilni razporeditvi navitja ustrezno nizek. Izračun faktorja navitja, kot ga prikazuje (2.44), velja samo za osnovno komponento induciranih napetosti v navitju Izvedbe statorskih navitij Trifazno navitje lahko glede na prej prikazane osnovne parametre navitja izvedemo na različne načine. V osnovi delimo trifazna statorska navitja na enoplastna, dvoplastna in kombinirana. Enoplastna navitja so nameščena v statorske utore v eni plasti. Na (sl.2.7) vidimo, da leži v posameznem utoru le ena polovica tuljave, zato ima enoplastno navitje vedno dvakrat manj tuljavic, kot je utorov. Iz tega razloga je maksimalno število paralelnih vej pri enoplastnem navitju enako številu polovih parov: a= p Slika 2.7: Enoplastno navitje Enoplastno navitje je možno skrajšati samo v posebnih primerih, in sicer v primeru, da je q parno število in q 2. Dvoplastna navitja dobimo, če posamezno tuljavico razdelimo na dva dela. Kot prikazuje (sl.2.8), je lahko ena stranica polovične tuljave nameščena na vrhu utora, druga stranica pa na dnu utora.

39 Asinhronski motor 17 Slika 2.8: Dvoplastno navitje Takšno razporeditev dobimo, če vlagamo tuljavice zaporedoma v utore, sicer pa je razporeditev plasti odvisna od sistema vlaganja. Dvoplastno razporeditev navitja dobimo tudi, če je v stator vloženih več ločenih navitij, npr. pri večhitrostnih motorjih. Glede na enoplastno navitje ima dvoplastno navitje toliko tuljavic, kot je statorskih utorov, zato ima tudi slabost, da je več stikalnih mest kot pri enoplastnem navitju. Največje število paralelnih vej je pri dvoplastnem navitju enako številu polov: a= 2 p. Velika prednost te vrste navitja je, da ga lahko tetivimo oziroma skrajšamo. Na ta način se doseže prihranek materiala in odvisno od skrajšanja tudi dušenje nekaterih višjih harmonskih komponent Ulomljeno koncentrično navitje Posebno kombinacijo enoplastnega in dvoplastnega navitja predstavlja ulomljeno koncentrično navitje. Podobno kot ostala koncentrična navitja se je začelo uporabljati predvsem pri strojnem vlaganju. To navitje ima veliko prednost, ker so glave navitja krajše kot pri klasičnem enoplastnem navitju, kljub temu pa je faktor navitja samo malenkost slabši kot pri premerskem navitju. Primer takšnega navitja, izvedenega za dvopolni stroj z osemnajstimi statorskimi utori, prikazuje (sl.2.9).

40 18 Asinhronski motor 1 1 1/2 1/ U1 U2 Slika 2.9: Ulomljeno koncentrično navitje Na (sl.2.9) so zaradi preglednosti narisane samo tuljave prve faze. Navitje sestavljajta dve celi tuljavici in dve polovični. Pri tem tvorita celi tuljavici enoplastni del tega navitja, ker utor v celoti zapolnita. Manjši tuljavici tvorita dvoplastni del navitja, ker utor zapolnita samo do polovice, v preostalem delu pa so polovične tuljavice preostalih dveh faz. Faktor navitja ulomljenega koncentričnega navitja ne moremo izračunati s prej opisanimi klasičnimi enačbami, ker te veljajo samo za navadna enoplastna in dvoplastna pasovna navitja. Faktor navitja predstavlja razmerje geometrijske in aritmetične vsote fazorjev napetosti, zato je dovolj, če seštejemo fazorje utorskih napetosti prvih dveh tuljav. Fazor prvega utora s predpostavljenim faznim položajem 0 utora, ki zaostaja za prvim utorom za 8 20 = 160 seštejemo s fazorjem devetega in v kompleksni ravnini prehiteva prvi utor za 20. Nato vsoti prištejemo polovični fazor drugega utora, ki za prvim utorom zaostaja za utora za = 40.

41 Asinhronski motor 19 Za izračun geometrijske vsote moramo napraviti sinusne in kosinusne projekcije kazalcev in nato uporabiti Pitagorov izrek. Kosinusna projekcija: ( ) A = 1cos 0 + 1cos ,5cos ,5cos 40 = 2,793 Sinusna projekcija: ( ) B = 1sin 0 + 1sin ,5sin ,5sin 40 = 0, 492 Geometrijska vsota: A C A B 2 2 = + = 2,836 enote Aritmetična vsota je enaka: 1+1+0,5+0,5=3 Faktor navitja za osnovni harmonik izračunamo kot razmerje obeh vsot: f n 2,836 = = 0,945 3 Slika 2.10: Fazorji utorskih napetosti

42 20 Načrtovanje testnih motorjev 3. NAČTROVANJE TESTNIH MOTORJEV Statorska navitja smo določali za standardni IEC rez motorja in sicer motor T90 L4 proizvajalca ELKOSTROJ. Iz tipske oznake je razvidno, da gre za: T - trifazni asinhronski motor, 90 - višina gredi 90 mm, L - dolgi statorski in rotorski železni paket (120 mm), 4-4 polni. Na (sl.3.1) sta prikazana statorja testnih motorjev z vstavljenima statorskima navitjema, na (sl.3.2) je prikazan rotor testnih motorjev z ležajnima ščitoma. Slika 3.1: Statorja testnih motorjev z vstavljenima navitjama Slika 3.2: Rotor testnih motorjev z ležajnima ščitoma

43 Načrtovanje testnih motorjev 21 Izbran motor je klasični in zelo pogosto uporabljen trifazni asinhronski motor manjše moči (predvidena oddana mehanska moč tega motorja je glede na kataloške podatke [6]: P = 1, 5 kw ). Statorski in rotorski paket imata klasično število utorov. Število statorskih utorov Q s = 36, število rotorskih utorov Qr = 28 in poševnost rotorja za eno rotorsko utorsko delitev (1/28). Obliko statorskih in rotorskih utorov prikazujeta (sl.3.3) in (sl.3.4). Slika 3.3: Oblika statorskega utora Slika 3.4: Oblika rotorskega utora Presek statorskega utora 2 A us = 53,7 mm in presek rotorskega utora 2 A ur = 24,1 mm. 3.1 Nazivni podatki Pri izbiri nazivnih podatkov motorja, za katerega smo načrtovali statorsko navitje, smo morali upoštevati več omejitev. Osnovna omejitev je bila oddana mehanska moč motorja, ki je bila omejena z razpoložljivim frekvenčnim pretvornikom (maksimalni izhodni tok I max = 8A ). Ker motorji, napajani s frekvenčnim pretvornikom, zaradi prej omenjenih razlogov (poglavje 2.3) nimajo lastnega hlajenja, smo se odločili za neventiliran motor. Temu ustrezno smo morali motor deklarirati za nižjo mehansko moč. Kataloški podatek [6] za ta motor je bil P = 1, 5 kw. Za to smo ustrezno izkušnjam in kataloškemu podatku za neventiliran motor predpostavili oddano moč P = 0,75 kw.

44 22 Načtrovanje testnih motorjev Naslednja omejitev je bila nazivna napetost, ki je bila omejena z napajalnim omrežjem. Frekvenčni pretvornik ne more generirati višje napetosti, kot je napajalna, zato smo navitje določili za U = 400 V medfazne napetosti. Najpomembnejša omejitev so bili maksimalni vrtljaji, do katerih bi motor oddajal konstantno oddano moč P = 0, 75 kw. Te vrtljaje je omejeval merilni sistem in tudi sam motor. Omejitev merilnega sistema so predstaljale vibracije oziroma resonance, ki so se pojavile zaradi visokih vrtljajev in s tem ogrožale varnost in točnost meritev. Omejitev motorja pa so predstavljali ležaji in zračna reža med statorjem in rotorjem, ki je bila glede na kataloške podatke [6] standardna in sicer δ = 0, 25 mm. Zaradi tega je obstajala nevarnost, da bi se med meritvami pri visokih vrtljajih rotor zataknil ob stator in s tem bi nastala velika škoda na merilni opremi. Iz teh razlogov se je sprejemljiva velikost vrtljajev gibala okrog min. Ta podatek nam je pomagal pri izbiri števila polov. Odločili smo se za štiripolno navitje ( 2 p = 4 ), ki smo mu nazivno frekvenco postavili na f = 33,33 Hz, saj je bilo glede na predhodne analitične izračune izbrano območje vrtljajev najbolj optimalno pokrito. Vsi izbrani nazivni podatki so združeni v tabeli 1. Tabela 1: Izbrani nazivni podatki testnih motorjev U ( V) P ( kw) I ( A) 2 p ( Hz) -1 f n ( min ) 400 0,75 2,3 4 33, Izbira statorskega navitja in vezave Z asinhronskim motorjem, ki je napajan s frekvenčnim pretvornikom in projektiran za določeno delovno točko, je zelo težko pokriti široko področje vrtljajev. Podrobneje smo problematiko opisali v poglavju 2.3. Zato se za takšne namene uporabljajo posebna navitja. Obstoja več možnosti. Ena izmed njih je, da je v statorske utore vstavljenih več galvansko ločenih navitij, izmed katerih vsako predstavlja različno število polovih parov. V odvisnoti od obratovalne točke motorja se napaja ustrezno navitje, preostala navitja pa so izključena. Ta princip za naše namene ni primeren, ker je vedno aktiven le del navitja, kar pomeni, da ima takšen motor manjšo oddano moč in manjši izkoristek, kot če bi bil v celoti navit za eno hitrost. Posebna izvedba dvohitrostnega navitja je tako imenovano Dahlander navitje. Uporabi se vedno takrat, ko želimo število polov spremeniti v razmerju 2:1. Omenjeno navitje je v

45 Načrtovanje testnih motorjev 23 celoti napajano pri obeh hitrostih, zato je navitje v celoti vedno izkoriščeno. Potrebni pa so trije kontaktorji, ki statorsko trifazno navitje ustrezno prevežejo, da dobimo vrtilno magnetno polje ustreznega števila polov. Slaba lastnost tega navitja pa je, da imata obe dve kombinaciji števila polov vedno slab faktor navitja f n. Pri tem ima navitja za višjo hitrost najslabši faktor navitja. To pomeni, da ima takšen stroj v zračni reži slabo razporejeno magnetno polje in posledično zaradi tega manjšo oddano moč. Zato to navitje zastavljenim zahtevam ne odgovarja. Uporabljajo pa se tudi navitja, ki so v osnovi klasična trifazna navitja in imajo v priključno omarico poleg začetkov in koncev izpeljane še dodatne izvode. Ti izvodi so lahko odcepi navitja ali pa tudi posamezne tuljavice navitja. Na ta način imamo možnosti uporabiti samo del navitja, spreminjati število paralelnih vej in spreminjati vezave navitij. Tako lahko navitje med obratovanjem s pomočjo elektromagnetnih stikal prevežemo iz osnovne vezave (klasične zvezde Y) v najrazličejše druge vezave, kot so klasičen trikot, dvojna zvezda YY, dvojni trikot ali pa trikot z odcepom -o. Na ta način je možno pri višanju vrtljajev oziroma frekvence doseči podoben efekt, kot da bi dvignili napajalno napetost na osnovni vezavi navitja. Ta sistem prilagajanja statorskega nivitja našim zahtevam najbolj ustreza, ker je skozi celotno področje možno zagotoviti visok faktor navitja in navitje je vedno v celoti napajano razen, če uporabimo le del tega. Pri sami izvedbi navitja smo se odločili za uporabo ulomljenega koncentričnega navitja, ki je bilo podrobneje opisano v poglavju 2.4. To navitje odraža številne dobre lastnosti, kot so manjša poraba materiala (krajše glave navitja) in s tem manjše upornosti navitja, možnost strojnega navijanja in možnost tetivljenja ter s tem dušenja višjih harmonikov. Za določitev kombinacije navitja, s tem mislimo na osnovno vezavo navitja in vezavo, v katero se bo motor prevezal pri višjih vrtljajih, smo si pomagali s predhodnimi analitičnimi izračuni. Analitične izračune smo napravili s pomočjo programskega paketa emlook, s katerim smo napravili izračune karakteristik za najrazličnejše kombinacije vezav navitij. Pri tem se je izkazalo, da so najprimernejše kombinacije vezav Y/YY, Y/ in Y/ -o. Vse tri izbrane kombinacije torej imajo osnovno vezavo Y, in sicer tudi z enakimi navijalnimi podatki. Edina razlika se pojavi med navitjem YY in -o, ki imata odcepe navitij nameščene na različnih mestih in s tem omogočata različni vezavi pri višjih vrtljajih. Osnovno navitje izrisano s programom emlook prikazuje (sl.3.5).

46 24 Načtrovanje testnih motorjev Slika 3.5: Osnovno ulomljeno koncentrično navitje v statorskem paketu s 36 utori Izdelana sta bila dva testna motorja z enakim statorskim paketom in enakim navitjem, ki je imelo samo različno nameščene odcepe. Oba statorska paketa sta imela isti rotor skupaj z ležaji in ležajnima ščitoma. Torej smo si zamislili, da bomo med meritvami menjali samo statorski paket z ohišjem in na ta način dobili najboljšo primerjavo statorskih navitij. Dejansko bi lahko za naše potrebe izdelali samo en prototip motorja z omenjenim navitjem in tega opremili z več odcepi. V tem primeru bi imelo statorsko navitje veliko priključkov, ki jih ni možno dobiti v standardno priključno omarico. Zaradi tega sta bila izdelana dva prototipa, ki sta se dejansko razlikovala samo po statorskem železnem paketu. Za lažje razumevanje so v nadaljevanju posamezne kombinacije navitij predstavljene podrobneje Navitje Y/YY V prvi prototip motorja (v nadaljevanju imenovan Y/YY) je bilo vstavljeno navitje, ki ga prikazuje (sl.3.6). V osnovi je to navitje enako kot na (sl.3.5), a z razliko, da omogoča vezavo dveh paralelni vej oziroma vezavo YY. Posebnost je, da je na sredini prekinjeno in napravljeni so izvodi. Konci navitja posameznih faz pa so znotraj stroja, kot prikazuje (sl.3.6), povezani v skupno zvezdo, ki je tudi izpeljana v omarico. Zato ima omenjeno navitje v priključni omarici 10 izvodov. Na ta način lahko to statorsko navitje znotraj omarice zvežemo v klasično zvezdo ali pa dvojno zvezdo. Pri slednji je eno zvezdišče napravljeno znotraj stroja, drugo pa v priključni omarici. Ker smo imeli dostop do notranjega zvezdišča, bi lahko obe zvezdišči med seboj tudi povezali. Tega pa nismo storili, ker smo motor napajali s frekvenčnim pretvornikom in smo se hoteli izogniti višje harmonskim izenačevalnim tokovom, ki bi se zaključevali med zvezdiščema in dodatno segrevali navitje ter povzročali

47 Načrtovanje testnih motorjev 25 nesimetrije polja. V prilogi 4 je prikazan časovni potek izenačevalnega toka med zvezdiščema nazivno obremenjenega testnaga motorja. Iz časovnega poteka toka sledi, da je močno harmonsko popačen. Najizrazitejši sta tretja in peta harmonska komponenta. V primeru simetričnega statorskega navitja, simetričnega magnetnega kroga in simetričnega napajanja s sinusnim virom izenačevalnih tokov med zvezdiščema ni. Ker se pri prevezavi tega navitja iz zvezde v dvojno zvezdo menja dejansko samo število paralelnih vej, ima to navitje v obeh primerih dober faktor navitja, in sicer f n = 0,945. Na navitje pritisnjena napetost se pri preklopu iz Y v YY poveča za faktor U1 1V1 1U2 1W1 1V2 2U1 1W2 2V1 2W1 Y Slika 3.6: Ulomljeno koncentrično navitje za vezavo Y/YY Navitje Y/ in Y/ -o V drugi prototip motorja (v nadaljevanju imenovan Y/ -o) je bilo vstavljeno praktično enako navitje kot je prikazano na (sl.3.5), a z razliko, da je imelo nekaj dodatnih odcepov. Zato je ta prototip motorja omogočal dejansko tri različne vezave, in sicer vezavo zvezda Y, vezavo in vezavo -o. Vse vezave smo izvedli v priključni omarici. Pri vezavi Y/ ni prišlo do spremembe faktorja navitja, ki je bil enak kot prej f n = 0,945. Na navitje pritisnjena napetost se je pri preklopu iz Y v dvignila za faktor 3 = 1,75, torej malo manj kot pri vezavi Y/YY. V primeru vezave -o je bilo navitje vezano kot prikazuje (sl.3.7). Povezane in aktivne so bile samo večje oziroma cele tuljavice, manjše tuljavice so bile v tem primeru izključene, zato zaradi preglednosti na (sl.3.7) niso narisane. Torej sta v tem primeru aktivni samo 2/3 navitja.

48 26 Načtrovanje testnih motorjev Kljub temu, da so manjše tuljavice izključene, ima to navitje zaradi dobre razporeditve zelo dober faktor navitja f n = 0,985. Faktor navitja se izračuna tako, kot je bilo prikazano v poglavju 2.4. Pri prevezavi navitja iz Y v -o se na navitje pritisnjena napetost poveča za faktor 2,6, torej bistveno bolj kot v ostalih dveh primerih U1 Z V1 W1 X Y Slika 3.7: Ulomljeno koncentrično navitje za vezavo Y/ -o 3.3 Analiza izračunanih karakteristik V nadaljevanju bo opisano uporabljeno računalniško orodje emlook, ki omogoča celoten izračun električnih strojev in temelji na analitičnih izračunih. Rezultati izračunov bodo grafično predstavljeni in analizirani Programsko orodje emlook Programsko orodje emlook (electric machines look) omogoča elektromagnetni izračun raznih vrst električnih strojev. Zajema asinhronske trifazne in enofazne stroje, enosmerne in univerzalne stroje. Mi smo ga uporabili za izračun karakteristik motorjev. Pri tem so nas predvsem zanimale odvisnosti oddane moči P, izkoristka η, slipa s, toka I in izgub P iz od vrtljajev. Osnova za izračun je bila vhodna datoteka programa, ki zajema osnovne podatke storja, ko so geometrija (statorja, rotorja, velikost zračne reže), navijalni podatki, lastnosti materialov, temperature navitja... Program zajema veliko število geometrij satatorskih in rotorskih lamel ter magnetilnih krivulj najrazličnejših dinamo pločevin, izmed katerih lahko izberemo ustrezno. Sploh izbira

49 Načrtovanje testnih motorjev 27 magnetilne krivulje v praksi predstavlja velike težave, ker običajno ne vemo, kakšen material je bil v resnici uporabljen. Ko smo za naš motor imeli pripravljeno ustrezno vhodno datoteko (nekateri izmed osnovnih podatkov so bili predstavljeni že v poglavju 3), smo pričeli z računanjem. Izračuni so možni samo za določeno delovno točko ali pa za široko področje, tako imenovano variiranje. Pri slednjem računanju podamo samo začetno in končno vrednost veličine ali geometrije, ki bi jo radi spremninjali, in korak spreminjanja. Kot rezultat dobimo lastnosti stroja, ki bi jih pri danih geometrijah in veličinah imel. Na (sl.3.8) je prikazan grafični vmesnik programa emlook. Možnosti variiranja so sledeče: zunanji dolžina paketa l, Slika 3.8: Pogovorna okna programa emlook D z in notranji D premer statorja, polmer ali polovična širina statorskega in rotorskega utora, presek statorskega A s in rotorskega A r utora, širino kratkostičnega obroča rotorske kletke B ob, velikost napajalne napetost U, razmerje omahnega in nazivnega vrtilnega momenta( M / M ), oddano moč P, vrtljaje n, razmerje oddane moči in dolžine paketa ( P/ l), število vodnikov v utoru z u, vrtljaje pri I = I, N om N

50 28 Načtrovanje testnih motorjev frekvenco f v kratkem stiku, frekvenco f in slip s, vrtljaje n pri konstantni frekvenci f = konst. V osnovi smo se računanja optimalnega navitja lotili tako, da smo vzeli klasično navitje, ki ga ima motor obravnavane višine gredi, in ga ustrezno spreminjali. Tako smo dobili pri danih konstrukcijskih pogojih najboljše možne rezultate. V ta namen smo koristili možnost variiranja števila ovojev navitja oziroma števila vodnikov v utoru in variiranja vrtljajev. Število ovojev smo prilagodili tako, da so bile tokovne gostote v navitju znotraj mej za neventilirane motorje. Poleg tega smo morali upoštevati razpoložljive preseke izolirane bakrene žice in zagotoviti realne polnilne faktorje utorov. S pomočjo variiranja vrtljajev smo za različne navijalne podatke in različne kombincije vezav preverjali, ali izračunane karakteristike ustrezajo zastavljenim zahtevam.

51 Načrtovanje testnih motorjev Prikaz rezultatov analitičnih izračunov Za najuporabnejše kombinacije vezav so se glede na rezultate izračunov izkazale vezave Y/YY, Y/D in -o. V nadaljevanju so za te vezave grafično predstavljeni rezultati izračunov. Na (sl.3.9) so prikazani izračunani izkoristki posamezne vezave v odvisnosti od števila vrtljajev. η Y YY -o -1 n (min ) Slika 3.9: Karakteristike izkoristkov v odvisnosti od števila vrtljajev pri P = 750 W Iz (sl.3.9) je razvidno, da imajo vse vezave relativno visoke izkoristke. Najboljšega ima vezava trikot ( ), najslabšega izmed njih pa vezava trikot z odcepom ( -o). Razlog za to je, da je motor s to vezavo močno magnetno nasičen. Iz poteka izkoristka v vezavi -o vidimo, da je trend padanja z višanjem vrtljajev zelo majhen, kar pomeni, da bi pri še višjih vrtljajih imela ta vezava prednost glede na preostali dve vezavi. Izkoristke na (sl 3.9) določajo izgube, ki so posebej prikazane na (sl.3.10).

52 30 Načtrovanje testnih motorjev P iz (W) Y YY -o n (min ) Slika 3.10: Karakteristike izgub v odvisnosti od števila vrtljajev pri P = 750 W Iz (sl.3.10) je razvidno, da je pri nizkih vrtljajih uporabna samo vezava Y, ker imajo preostale vezave zelo visoke izgube. Razlog za to je visoka napetost na navitju (glede na nizko frekvenco), ki povzroči velike magnetne gostote in s tem zasičenje železnega paketa. Preostale vezave so zato bolj uporabne pri višjih vrtljajih, kjer vezava Y ni več uporabna, saj ji izgube z višanjem vrtljajev rastejo. Poleg tega bi, kot prikazuje (sl.3.10), z vezavo Y prišli samo do približno 4000 vrtljajev, nato bi motor omahnil. Iz (sl.3.10) se vidi, v katerih točkah je najbolj smiselno preklopiti iz ene vezave v drugo. Preklop je smiseln v točkah, kjer se karakteristike posameznih vezav sekajo s karakteristiko Y vezave. Glede na rezultate izračunov bi bilo najbolj smiselno obratovati z vezavo Y do približno 2200 vrtljajev in nato preklopiti v vezavo. V tem primeru bi motor čez celotno področje obratoval z najmanjšimi možnimi izgubami oziroma največjim možnim izkoristkom.

53 Načrtovanje testnih motorjev 31 M M om N Y YY -o f (Hz) Slika 3.11: Odvisnost razmerja omahnega in nazivnega vrtilnega momenta od frekvence Na (sl.3.11) je prikazano, kako se velikost omahnega vrtilnega momenta spreminja glede na nazivnega, v odvisnosti od frekvence. To razmerje je pri projektiranju motorja za naše potrebe bilo še posebej pomembno, ker opisuje koliko rezerve ima motor oziroma kako strmo ima karakteristika vrtilnega momenta. Motor smo načrtovali tako, da je imel v osnovni vezavi to razmerje dovolj veliko. Iz (sl.3.11) se vidi, da pri vseh vezavah omahni vrtilni moment zaradi konstantne priključene napetosti in naraščanja frekvence pada proti vrednosti 1. Vrednost 1 pomeni, da bi motor obratoval na omahni točki. Pri pasivnih pogonih to pomeni, da bi motor že pri manjši spremembi obremenitve omahnil. Če bi napetost ustrezno z višanjem frekvence dvigali, bi bil omahni vrtilni moment čez celotno področje konstanten.

54 32 Načtrovanje testnih motorjev M M z N Y YY -o f (Hz) Slika 3.12: Odvisnost razmerja zagonskega in nazivnega vrtilnega momenta od frekvence Na (sl.3.12) je prikazana odvisnost razmerja zagonskega vrtilnega momenta in nazivnega od frekvence. Analitični izračun zagonskega vrtilnega momenta je posebej težaven, ker zagonski vrtilni moment določajo predvsem razsipana polja, ki pa jih je matematično glede na geometrijo stroja in tokove skozi navitja zelo težko zajeti. Sliki (sl.3.11) in (sl.3.12) sta zgolj informativne narave, ker na prototipih nismo mogli izmeriti zagonskega in omahnega vrtilnega momenta v odvisnosti od frekvence. Razlog za to je bila tokovna omejitev uporabljenega frekvenčnega pretvornika. Sicer pa zagonski vrtilni momet pri motorjih, napajanih s frekvenčnimi pretvorniki, ni pomemben, ker motor nikoli ne obratuje v zagonski točki.

55 Načrtovanje testnih motorjev 33 M (Nm) Y YY -o -1 n (min ) Slika 3.13: Karakteristike vrtilnega momenta v odvisnosti od vrtljajev pri P = 750 W Iz (sl.3.13) je razvidno, kako je z naraščajočimi vrtljaji potreben vedno manjši vrtilni moment, da motor zagotovi konstantno oddano moč. Ker so karakteristike vrtilnega momenta za posamezne vezave risane v odvisnosti od vrtljajev, se pokrivajo. Če pa bi jih risali v odvisnosti od frekvence, bi bil pomemben tudi slip. To pomeni, da se poteki vrtilnega momenta ne bi pokrivali, ampak bi imeli manjše skoke. Na spodnji sliki so prikazani slipi posamezne vezave v odvisnosti od frekvence. Iz (sl.3.14) se vidi, da je slip v vezavi Y največji, ker mora motor zaradi nizkih vrtljajev razvijati relativno visoke vrtilne momente. Zaradi naraščajočih vrtljajev oziroma frekvence je karakteristika vrtilnega momenta vedno bolj položna. Pri preostalih vezavah so slipi zelo majhni. Razlog za to je, da ima motor pri nizkih vrtljajih zaradi visoke napetosti na navitju zelo strmo karakteristiko vrtilnega momenta in se mu zato vrtljaji zelo malo znižajo. Pri višjih vrtljajih so potrebni zelo mali vrtilni momenti in se zaradi tega vrtljaji spet malo zmanjšajo. Glede na velikosti slipov na (sl.3.14) ima največje izgube in s tem segrevanje rotorja vezava Y, vse preostale vezave pa imajo zaradi malih slipov zelo majhne izgube v rotorju. Majhne slipe si želimo, na primer pri vodno hlajenih motorjih, kjer je lažje odvajati izgube statorja kot rotorja.

56 34 Načtrovanje testnih motorjev s (%) Y YY -o -1 n (min ) Slika 3.14: Karakteristike slipa v odvisnosti od vrtljajev pri P = 750 W Na (sl.3.15) so prikazani izračunani linijski tokovi v odvisnosti od vrtljajev rotorja. Iz slike je razvidno, da vezave YY, in -o pri nizkih frekvencah niso uporabne, ker bi bili tokovi (prevladajo predvsem magnetilne komponente) za navitje previsoki in bi lahko prišlo do termičnega uničenja. Sicer pa se moramo zavedati, da se linijski tokovi v odvisnosti od vezave po navitju različno porazdelijo. Odvisno od razmerja vezave je linijski tok večji kot tok v posameznih vejah navitja.

57 Načrtovanje testnih motorjev 35 I (A) Y YY -o -1 n (min ) Slika 3.15: Karakteristike linijskih tokov v odvisnosti od vrtljajev pri P = 750 W

58 A P SBR1 POWER ANALIZER D6100 F1 F2 F3 F4 F5 F6 NORMA A Meritve in opis merilnega sistema 4. MERITVE IN OPIS MERILNEGA SISTEMA Meritve na izdelanih prototipih motorjev so služile za potrditev predhodno opravljenih analitičnih izračunov. V nadaljevanju bo opisano kako je bil sestavljen merilni sistem, s katerim smo opravili vse potrebne meritve in kako smo napravili posamezne preizkuse. 4.1 Merilni sistem V tem poglavju sledi celoten opis sestavljenega merilnega sistema, ki je v obliki blokovne sheme prikazan na (sl.4.1) PC-računalnik NOKIA Avtotransformator Frekvenčni pretvornik Sinusni filter GPIB vmesnik Multifunkcijski vmesnik SIEMENS SIEMENS Analizator moči NORMA D 6100 I 2.20 A U V P kw Testni motor Aktivna zavora INDRAMAT INDRAMAT Frekvenčni pretvornik INDRAMAT AC-MAINSPINDLE DRIVE RAC 4 Avtotransformator 1 2 Senzor vrtilnega momenta Senzor pozicije AC-MAINSPINDLE DRIVE RAC 3 Frekvenčni pretvornik NI Fieldpoint FP-120 s termočleni (J-tip) Asinhronski motor Sinhronski generator AC-MAINSPINDELDRIVE Slika 4.1: Blokovna shema merilnega sistema Za napajanje testnih motorjev smo uporabili dva vira, to je elektrarno s sinhronskim generatorjem in frekvenčni pretvornik proizvajalca Siemens, tip Masterdrives MC. Frekvenčni pretvornik smo potrebovali za meritve čez široko področje vrtljajev. Nastavili smo

59 Meritve in opis merilnega sistema 37 ga na sensorless vodenje, kar pomeni, da nismo potrebovali povratne informacije o vrtljajih motorja oziroma senzorja vrtljajev na motorju. Pretvorniku smo s pomočjo ustrezno nastavljenih parametrov in referenčnega potenciometra nastavljali željeno izhodno napetost in frekvenco. Vezalna shema merilnega sistema v primeru meritev s frekvenčnim pretvornikom je prikazana v prilogi 4. Sinusni vir napajanja oziroma elektrarno smo potrebovali za določitev osnovnih karakteristik motorjev, ki smo jih nato lažje primerjali z izračuni. Izhodna napetost frekvenčnega pretvornika je namreč zelo popačena oziroma vsebuje veliko višjih harmonskih komponent. Zato rezultati meritev s frekvenčnim pretvornikom niso bili primerni za natančno primerjavo nazivnih podatkov meritev in izračunov. Vsi izračuni so bili namreč napravljeni z osnovno harmonsko komponento. Elektrarno oziroma sinhronski generator poganja asinhronski motor, ki ga napaja frekvenčni pretvornik. S pomočjo frekvenčnega pretvornika proizvajalca Indramat smo lahko pogonskemu motorju nastavljali vrtljaje in s tem frekvenco izhodne napetosti sinhronskega generatorja. Območje spreminjanja frekvence je bilo od 0 do 70 Hz. Zaradi omejitve z vrtljaji višjih frekvenc nismo mogli doseči. Velikost izhodne napetosti je bila omejena z maksimalnim dopustnim tokom vzbujalnega navitja, zaradi katerega smo imeli pri nazivni frekvenci testnih motorje ( f = 33,3 Hz ) težave pri doseganju nazivne napetosti ( U = 400 V ). Zato smo morali uporabiti trifazni avtotransformator, da smo lahko po želji dvignili napajalno napetost merjencev. Kot je razvidno iz (sl.4.1), je bil frekvenčni pretvornik napajan preko avtotransformatorja. Pri napajanju s fiksnim omrežjem bi bila velikost izhodne napetosti frekvenčnega pretvornika preveč odvisna od velikosti izhodnega toka oziroma padcev na polprevodniških stikalih. Padce napetosti smo kompenzirali z dvigom napajalne napetosti. Merjenca nismo napajali direktno s frekvenčnim pretvornikom, ampak preko sinusnega filtra proizvajalca Siemens, tip Simovert. Z močnostnim filtrom smo gladili izhodno napetost frekvenčnega pretvornika, ki je bila zaradi pulzno širinske modulacije močno popačena. V nadaljevanju bodo na kratko opisani razlogi, zakaj smo uporabili sinusni filter. Na slikah (sl.4.2) do (sl.4.5) so prikazani časovni poteki izhodnih napetosti in tokov frekvenčnega pretvornika s filtrom in brez filtra. Vsi časovni poteki so bili napravljeni z močnostnim analizatorjem Norma Pri tem je bil testni motor v osnovni vezavi Y priključen na nazivno napetost, nazivno frekvenco in obremenjen z nazivno močjo. Na (sl.4.2) se vidi, kako je izhodna napetost frekvenčnega pretvornika zaradi pulzno širinske modulacije popačena. Vidi se tudi pulzna frekvenca, ki je bila nastavljena na 7,5 khz. Velikost napetosti na (sl.4.2) je omejena z merilnim območjem inštrumenta. Dejansko so

60 38 Meritve in opis merilnega sistema konice napetosti bile precej večje. Zato so navitja motorjev, ki so napajani s frekvenčnimi pretvorniki, na stičnih mestih zelo izpostavljena napetostnim konicam. Na takšnih mestih lahko pride do preboja izolacije in s tem uničenja navitja. Ulomljeno koncentrično navitje ima prednosti tudi glede teh težav, ker je bolj optimalno porazdeljeno oziroma stikano kot preostale vrste navitij. u (V) t (ms) Slika 4.2: Medfazna izhodna napetost frekvenčnega pretvornika brez sinusnega filtra Na (sl.4.3) je prikazan linijski tok testnega motorja v primeru napajanja s frekvenčnim pretvornikom brez sinusnega filtra. Oblika toka je kljub zelo popačeni obliki priključene napetosti skoraj lepe sinusne oblike. Razlog za to je induktivnost navitja testnega motorja, ki tok zgladi. Manjše konice linijskega toka so posledica motenj pri zajemanju časovnega poteka.

61 Meritve in opis merilnega sistema 39 i (A) t (ms) Slika 4.3: Izhodni linijski tok frekvenčnega pretvornika brez sinusnega filtra Z uporabo sinusnega filtra med frekvenčnim pretvornikom in testnim motorjem je dobila medfazna napetost lepšo obliko. Prikazuje jo (sl.4.4). Sinusni filter je zgladil popačeno obliko izhodne napetosti frekvenčnega pretvornika in jo napravil merljivo. Brez sinusnega filtra ne bi morali izmeriti priključene napetosti in s tem sprejete moči, poleg tega pa bi imela testna motorja precej večje dodatne izgube. S sinusnim filtrom smo izboljšali izkoristek testnih motorjev, izkoristek celotnega sistema pa poslabšali. Razlog za to so elementi sinusnega filtra (dušilke in upori), na katerih se v odvisnosti od velikosti toka pojavijo dodatne izgube. u (V) t (ms) Slika 4.4: Medfazna napetost frekvenčnega pretvornika s sinusnim filtrom

62 40 Meritve in opis merilnega sistema Na (sl.4.5) je prikazan časovni potek linijskega toka, ki smo ga dobili z uporabo sinusnega filtra. Oblika se bistveno ni spremenila, ker glavni delež zgladi že samo navitje motorja. Izginile so samo motnje, ki so brez filtra motile zajemanje časovnega poteka z inštrumentom. i (A) t (ms) Slika 4.5: Izhodni linijski tok frekvenčnega pretvornika s sinusnim filtrom Merilni sistem sestavlja že prej omenjeni analizator moči Norma D6100, s katerim smo merili vse električne in mehanske veličine. Ta inštrument razstavi merjene električne signale na višje harmonske komponente. Za njih izračuna posamezne vrednosti in jih na koncu sešteje. Samo na ta način je bilo mogoče izmeriti prave vrednosti popačenih električnih veličin frekvenčnega pretvornika. Izmerjene vrednosti smo zajemali in obdelovali s pomočjo osebnega računalnika in nameščenega programskega paketa Motor.exe, izdelanega v programskem okolju LabVIEW. Računalnik je bil z analizatorjem moči in preostalimi inštrumenti povezan preko podatkovnega vodila GPIB-IEE488, ki je omogočalo prenos podatkov med inštrumenti in računalnikom. Zato je v računalniku nameščena ustrezna merilna kartica. Testna motorja smo obremenjevali s pomočjo aktivne zavore, trifaznega vodno hlajenega asinhronskega motorja proizvajalca Indramat, tip ADF 134 CBS. Aktivno zavoro smo napajali s frekvenčnim pretvornikom istega proizvajalca, ki je omogočal regulacijo vrtljajev in momenta. Na ta način smo lahko testna motorja obremenjevali z aktivnim ali pasivnim bremenom. Željene vrtljaje oziroma vrtilni moment smo nastavljali s pomočjo potenciometra. Frekvenčni pretvornik je omogočal štirikvadrantno obratovanje, kar pomeni, da je sprejeto mehansko moč aktivne zavore vračal nazaj v omrežje v obliki električne moči. Merilni sistem

63 Meritve in opis merilnega sistema 41 je omogočal tudi avtomatizirano meritev, pri čemer je željene vrednosti generirala v računalnik vgrajena D/A kartica. Aktivna zavora je bila vodena zaprtozančno, zato je bil na gredi zadnjega dela zavore nameščen indutivni merilec pozicije, s pomočjo katerega smo merili število vrtljajev. Vrtilni moment smo merili z brezkontaktnim senzorjem vrtilnega momenta proizvajalca HBM, tip T10F, ki je s pomočjo ustreznih sklopk omogočal meritev vrtilnega momenta tudi do vrtljajev. Pri testih segrevanja smo temperature na ohišju testnih motorje zajemali s pomočjo inštrumenta FieldPoint proizvajalca National Instruments. To je modularni I/O sistem namenjen za porazdeljene sisteme v industrijskih okoljih. Modularna zasnova omogoča s prigraditvijo ustreznih modulov meritev najrazličnejših veličin. V našem primeru smo imeli nameščena dva modula, ki sta skupaj z ustreznimi termočleni omogočala meritev temperature na šestnajstih kanalih. Zajemanje izmerjenih podatkov je bilo enostavno izvedeno s pomočjo računalniškega programa in Etherneta. 4.2 Meritev karakteristik testnih motorjev V tem poglavju bo opisano na kakšen način smo opravili posamezne meritve. Zato bodo grafično prikazani in komentirani rezultati meritev, ki so bili v vseh primerih dobljeni z meritvami na testnem motorju Y/YY v osnovni vezavi Y, brez ventilatorja in napajanjem z elektrarno. Skupni tabelarični pregled vseh izmerjenih rezultatov bo skupaj z izračunanimi predstavljen v poglavju Preizkus prostega teka Preizkus prostega teka smo napravili tako, da smo prosto vrtečemu motorju s pomočjo avtotransformatorja po fiksnem koraku spreminjali velikost pritisnjene napetosti. Napetost smo spreminjali od U =1, 25U N do U = 0,5 N U, med tem smo s pomočjo merilnega sistema zajemali vse električne veličine. Preizkus prostega teka smo napravili na hladnem motorju. Grafično predstavljene rezultate meritve prikazuje (sl.4.6).

64 42 Meritve in opis merilnega sistema I (A) s0 cosϕ 0 6 1,2 P (W) 600 U = U N P s I s0 4 0, , ,4 200 P Cu0 1 0,2 100 P Fe cosϕ P tr U (V) Slika 4.6: Karakteristike prostega teka testnega motorja Y/YY pri f = f v vezavi Y N Iz (sl.4.6) se vidi, kako z višanjem napetosti narašča tok prostega teka I s0. Razlog za to je vedno večje nasičenje železnega jedra, zaradi katerega se večajo tudi izgube v železu P Fe. Ustrezno z večanjem toka se večajo tudi izgube v navitju P Cu, ki imajo zaradi kvadratne odvisnosti od toka še večjo strmino. Mehanski del izgub je v našem primeru zelo majhen, ker smo preizkus prostega teka delali brez ventilatorja in s tem zajeli samo izgube trenja P tr. Faktor delavnosti prostega teka oziroma cosϕ 0 je najmanjši pri nazivni napetosti, z višanjem in nižanjem napetosti pa počasi narašča. Razlog za višanje faktorja delavnosti pri nižanju napajalne napetosti je, da ima motor vedno nižjo karakteristiko vrtilnega momenta in zato trenje predstavlja vedno večjo delovno obremenitev. Z višanjem napetosti se faktor delavnosti veča zaradi velikega toka, ki vedno bolj segreva statorsko navitje. Takšen potek faktorja delavnosti je značilen za magnetno nasičene motorje. Nazivne podatke iz grafa na (sl.4.6) odčitamo tako, da pri napetosti U = U potegnemo pomožno črto, ki je pravokotnica na abscisno os. Kjer pomožna črta seka posamezne kivulje, napravimo odčitke na ustrezno ordinatno os. Rezultati meritev bodo tabelarično prikazani za oba testna motorja v naslednjem poglavju. N

65 Meritve in opis merilnega sistema 43 Namen opravljenega preizkusa prostega teka je bilo preverjanje izgub, pri tem mislimo predvsem izgube v železnem jedru in izgube trenja. Na podlagi velikosti izgub v železu smo lahko ocenili, če smo pri analitičnem izračunu uporabili ustrezno magnetilno krivuljo oziroma pločevino Preizkus obremenitve Meritve obremenilnih karakteristik smo vedno delali na toplem motorju. Tako kot določa IEC standard, sta imela testna motorja vedno približno 95 C. To pomeni, da smo motorja pred vsako meritvijo s pomočjo aktivne zavore ustrezno segreli. Temperaturo smo kontrolirali s pomočjo FieldPoint-a in vgrajenih termoelementov. Obremenitve smo izmerili tako, da smo motor priključili na nazivno napetost, ki smo jo skozi celotne meritve s pomočjo avtotransformatorja držali konstantno, pri tem smo testnemu motorju s pomočjo aktivne zavore zmanjševali vrtljaje in ga tako obremenjevali. Pri tem smo s fiksnim korakom nastavljali oddani vrtilni moment. Na aktivni zavori smo pri vseh meritvah imeli nastavljeno regulacijo vrtljajev, kar pomeni, da je vedno predstavljala aktivno breme. Za to smo se odločili, ker sta bila testna motorja majhne moči in sta zaradi tega zelo hitro omahnila. To je predstavljalo največji problem pri visokih vrtljajih, kjer sta testna motorja že samo zaradi trenja zavore omahnila, in je bila meritev na tak način nemogoča. Izmerjene obremenilne karakteristike so prikazane na (sl.4.7).

66 44 Meritve in opis merilnega sistema I (A) η,cosϕ P(W) s P s I s η P cosϕ s P = P N n P iz Slika 4.7: Obremenilne karakteristike testnega motorja Y/YY pri Y f M (Nm) = fn in U UN = v vezavi Na (sl.4.7) se vidi, kako motorju z višanjem vrtilnega momenta narašča statorski tok I s, predvsem delovna komponeta statorskega toka, kar je posledica naraščanja faktorja delavnosti. Z večanjem statorskega toka se večajo izgube v navitju statorja in naraščanje slipa povzroči naraščanje izgub v rotorju. Temu ustrezno se večajo skupne izgube P iz. Vrtljaji se z obremenitvijo manjšajo linearno, ker smo v linearnem delu karakteristike vrtilnega momenta. Kljub temu oddana moč P ne narašča linearno, ampak začne padati. Razlog za to je razmerje spremembe vrtljajev in vrtilnega momenta, saj se približujemo omahni točki. Iz karakteristike izkoristka η sledi, da je testni motor za nazivno delovno točko optimalno projektiran, saj ima v tem delu največji izkoristek. Nazivne podatke določimo iz grafa na (sl.4.7) tako, da na ordinatni osi moči poiščemo točko P= P in iz nje potegnemo vzporednico abscisne osi do N karakteristike oddane moči P. Nato skozi presečišče potegnemo pomožno črto, ki je pravokotnica na abscisno os. Kjer ta seka preostale karakteristike, napravimo na ustreznih ordinatnih oseh odčitke posamezne karakteristike. Na opisan način smo napravili tudi meritve obremenitev čez celotno področje vrtljajev. Na frekvenčnem pretvorniku smo po fiksnem koraku spreminjali frekvenco od 30 Hz do 310 Hz.

67 Meritve in opis merilnega sistema 45 V vsaki točki smo izmerili vse obremenilne karakteristike in nato iz njih odčitali vrednosti pri P= P N. Na ta način smo dobili najbolj točne rezultate meritev. Osnovni namen opravljanja preizkusa obremenitve je bila določitev oziroma preverjanje nazivnih podatkov motorja. Rezultati meritve so služili tudi za primerjavo testnih motorjev med seboj in za primerjavo z rezultati izračunov Preizkus optimalne napetosti Preizkus optimalne napetosti smo napravili enako kot obremenitev na toplem motorju. Meritev smo napravili tako, da smo testnemu motorju s pomočjo aktivne zavore držali nazivno oddano moč P N in pri tem s pomočjo avtotransformatorja spreminjali velikost priključene napetosti. Grafični prikaz rezultatov meritve je na (sl.4.8). I (A) s η,cosϕ s P(W) P iz = P izmin P s η I s n cosϕ s P iz U (V) Slika 4.8: Karakteristike preizkusa optimalne napetosti testnega motorja Y/YY pri P= P N v vezavi Y f = f in N Preizkus optimalne napetosti smo delali z namenom, da smo ugotovili, katera velikost pritisnjene napetosti pri nazivni oddani moči stroju oziroma navitju najbolj ustreza. Iz karakteristik na (sl.4.8) se vidi, da z manjšanjem in večanjen napetosti statorski tok I s začne naraščati. Pri napetosti nižji od nazivne se karakteristika vrtilnega momenta zmanjša (s

68 46 Meritve in opis merilnega sistema kvadratnim razmerjem pritisnjene in nazivne napetosti). Zaradi tega je motor bolj obremenjen in s tem naraste delovna komponenta toka I s. Pri napetostih višjih od nazivne se momentna karakteristika dvigne in motor je vedno manj delovno obremenjen. Zaradi visoke napetosti je železno jedro v nasičenju, kar pomeni porast magnetilne komponente toka. Opisano potrjuje tudi potek faktorja delavnosti, ki je pri nizkih napetostih visok, pri visokih napetostih pa nizek. Velikost optimalne napetosti in preostalih veličin določimo iz grafa na (sl.4.8) tako, da poiščemo minimim funkcije P iz. Tam potegnemo pomožno črto, ki je pravokotnica na abscisno os. Kjer pomožna črta seka abscisno os, je optimalna napetost motorja. Iz (sl.4.8) sledi, da je optimalna napetost testnega motorja precej nižja kot nazivna napetost. Razlog za to je, da smo načrtovali magnetno nasičen motor oziroma motor s strmo karakteristiko vrtilnega momenta, zato bi morala biti nazivna napetost glede na število ovojev statorskega navitja dejansko nižja Preizkus segrevanja Preizkus segrevanja motorja napravimo zato, da določimo izgube, ki nastanejo v obremenjenem motorju, in temperature, ki se pri tem pojavijo na ohišju in navitju. V ta namen motor obremenimo z željeno oddano močjo, pri tem spremljamo s pomočjo nameščenih termoelementov temperature na ohišju in navitju motorja. Motor pustimo tako obremenjen dokler ne doseže termičnega ravnovesja. To je stanje, ko se nadtemperature na motorju ne spremenijo za več kot 2 K na uro. Na vsakem od testnih motorjev smo napravili dva termična preizkusa. V obeh primerih sta bila testna motorja neventilirana. Položaje termoelementov prikazuje (sl.4.9).

69 Meritve in opis merilnega sistema 47 Pt2 Pt7 Pt3 Pt1 Pt5 Tair Pt4 Pt8 Slika 4.9: Položaji termoelementov na ohišju testnega motorja Položaji termoelementov: Pt1 - Ohišje ležaja na A strani motorja Pt2 - Na vrhu motorja med rebri Pt3 - Stran motorja nad omarco Pt4 - Stran motorja med rebri Pt5 - Ležajni ščit na B strani motorja Tair - Okolica Pt7 - Glava navitja prve faze Pt8 - Glava navitja druge faze Najprej smo napravili termični preizkus nazivno obremenjenih, testnih motorjev, napajanih z elektrarno. S tem preizkusom smo preverili, ali testna motorja zdržita nazivno obremenitev brez ventilacije in koliko imata termične rezerve. Drugi termični preizkus je bila določitev maksimalnih izgub v motorju, da temperatura navitja ne prekorači dovoljene temperature razreda izolacije. Pri tem sta bila napajana s frekvenčnim pretvornikom. S tem preizkusom smo določili maksimalne izgube, ki jih neventilirana testna motorja lahko imata pri trajnem obratovanju s frekvenčnim pretvornikom. Grafični prikaz rezultatov termičnega preizkusa v primeru določanja maksimalnih dovoljenih izgub motorja prikazuje (sl.4.10) Na (sl.4.10) so prikazani časovni poteki posameznih temperatur na ohišju testnega motorja. Dodana sta še vrtilni moment M in tok I, iz katerih je razvidno, kako je bil motor obremenjen čez celotno področje in kdaj smo motor izključili. Takrat sta M in I padla na vrednost nič. Osnova za določitev maksimalnih izgub je bil temperaturni razred izolacije statorskega navitja. Oba testna motorja sta bila izdelana za F razred izolacije. Iz [1] sledi, da je maksimalna dovoljena temperatura navitja 155 C, pri tem je upoštevana temperatura okolice 40 C. Ker je okolica pri segrevanju imela približno 25 C, smo se odločili, da bomo statorsko navitje spustilo do maksimalno 125 C absolutne temperature. Tako smo imeli še malo rezerve. Zastavljeno temperaturo navitja smo dosegli tako, da smo na podlagi rezultatov segrevanja nazivno obremenjenega motorja ocenili, kakšno velikost izgub potrebujemo. Med

70 48 Meritve in opis merilnega sistema segrevanjem smo izgube ustrezno korigirali tako, da se je temperatura navitja ustalila na željeni oziroma maksimalno dopustni vrednosti. Za oba testna motorja smo določili maksimalne dopustne izgube P iz = 260 W. I (A) M (Nm) ϑ (C) t(h : m) Slika 4.10: Preizkus segrevanje testnega motorja Y/YY za določitev maksimalnih izgub Iz časovnega poteka vrtilnega momenta na (sl.4.10) se vidi, kako smo med segrevanjem korigirali oddano moč motorja oziroma vrtilni moment in s tem izgube motorja. Vsaka sprememba vrtilnega momenta se zaradi majhne termične časovne konstante vidi tudi na temperaturah navitja. Manjše razlike med teperaturama navitij (Pt7 in Pt8) se pojavijo zaradi mesta, kjer sta bila termoelementa nameščena, in zaradi stika termoelementa na navitje. Glede na potek Pt7 in Pt8 sledi, da je bil slednji pritrjen slabše. Podobna razlika se pojavi med termoelementoma na ležajnih ščitih, kar za neventilirane motorje ni običajno. Po izklopu napajanja motorja so vse temperature začele padati. Najhitreje je padala temperatura navitja. Razlog za to je izključitev toka skozi navitje in oddajanje toplote statorskemu paketu in s tem ohišju motorja. Zaradi tega so imele temperature na ohišju manjšo strmino padanja. Temperaturi na ležajnih ščitih sta se celo malo zvišali in nato začeli padati. Razlog za to je ohlajanje rotorja preko gredi na površino, zato imata ti dve temperaturi tudi najmanjšo strmino ohlajanja.

71 Meritve in opis merilnega sistema 49 Temperaturo navitja na koncu segrevanja smo določili še s pomočjo metode merjenja upornosti. Pri omenjeni metodi se temperatura navitja določi iz porasta ohmske upornosti navitja. Na (sl.4.11) je prikazana odvisnost ohmske upornosti navitja od temperature. R ( Ω) R t R hl 235 ϑhl ϑt ϑ ( C) Slika 4.11: Odvisnost upornosti bakrenega navitja od temperature Potrebujemo ohmsko upornost hladnega navitja R hl, ki jo izmerimo pri znani temperaturi okolice ϑ hl. Po koncu meritve motor zavremo in spet izmerimo upornost navitja, ki se je segrelo do končne upornosti R. Absolutno temperaturo toplega navitja določimo s pomočjo (4.3), ki je izpeljana iz (sl.4.11). ϑ R ( ϑ ) t t t = hl (4.3) Rhl Takoj po izključitvi motorja začne upornost statorskega navitja takoj padati ((sl.4.10)). Tako je praktično nemogoče izmeriti upornost statorskega navitja takoj po izključitvi motorja. Zato smo upornost toplega navitja R t določili s pomočjo meritve ohlajevalne krivulje. Ohlajanje smo izmerili tako, da smo po izključitvi motorja vsakih 10s izmerili upornost statorskega navitja. Skupaj je meritev trajala 180s. Primer ohlajevalne krivulje in ekstrapolacije izmerjenih točk prikazuje (sl.4.12) Na (sl.4.12) je prikazana ohlajevalna krivulja testnega motorja Y/YY, ki je bila izmerjena po končanem preizkusu segrevanja prikazanem na (sl.4.10).

72 50 Meritve in opis merilnega sistema R (Ω) R t Ekstrapolacija v čas t = 0 t (s) Slika 4.12: Ekstrapolacija izmerjenih vrednosti upornosti s polinomom v času izklopa t = 0 Ker smo na začetku trdili, da sta testna motorja skoraj identična oziroma se razlikujeta samo po statorskem paketu, sta v nadaljevanju prikazani primerjalni tabeli rezultatov posameznega preizkusa segrevanja. Tabela 3 prikazuje primerjavo rezultatov segrevanja testnih motorjev. Oba sta bila v osnovni vezavi Y napajana z elektrarno, priključena na nazivno napetost U = U nazivne frekvence f = fn in nazivno obremenjena P PN =. V tabeli 2 in 3 pomeni okrajšava MMU-metoda meritve upornosti. N Tabela 2: Rezultati segrevanja z elektrarno pri P= P N Testni motor Pt1 ( C) Pt2 ( C) Pt3 ( C) Pt4 ( C) Pt5 ( C) Tair ( C) Pt7 ( C) Pt8 ( C) MMU ( C) Y/YY 77,95 94,67 91,48 93,42 85,55 25,41 104,72 107,53 105,11 Y/ -o 78,27 94,54 93,49 93,64 83,31 25,53 107,18 108,43 103,47 Iz primerjave rezultatov v tabeli 2 sledi, da sta motorja po segrevanju dosegla zelo podobne temperature. Pojavile so se samo manjše razlike, ki jih lahko pripišemo slabi pritrditvi termoelementov. Najbolj občutljiva sta pri tem termoelementa na statorskem navitju, ki se lahko zaradi visokih temperatur odlepita. Zato je v prvi vrstici tabele 2 tako veliko odstopanje med Pt7 in Pt8. Sklepamo lahko, da se je Pt7 odlepil. Metoda meritve upornosti je dala manjše vrednosti temperature, kot smo izmerili s termoelementoma Pt7 in Pt8, ker s to metodo določamo absolutno temperaturo navitja.

73 Meritve in opis merilnega sistema 51 V tabeli 3 je prikazana primerjava rezultatov segrevanja, s katerim smo določili maksimalne dopustne izgube testnih motorjev. Pri tem sta bila oba testna motorja v osnovni vezavi Y in napajana s frekvenčnim pretvornikom. Pogoji segrevanja so bili: U = UN, f = fn in iz P = 260 W. Testni motor Tabela 3: Rezultati segrevanja s frekvenčnim pretvornikom pri P iz = 260 W Pt1 ( C) Pt2 ( C) Pt3 ( C) Pt4 ( C) Pt5 ( C) Tair ( C) Pt7 ( C) Pt8 ( C) MMU ( C) Y/YY 88,75 108,99 105,56 110,11 95,42 25,97 126,82 123,15 123,02 Y/ -o 90,12 110,06 107,92 109,49 96,62 25,81 127,32 128, Pri primerjavi rezultatov segrevanja v tabeli 3 opazimo samo manjša odstopanja, ki jih lahko pripišemo slabi pritrditvi termoelementov Določitev mehanskih izgub testnih motorjev S testnima motorjema smo želeli obratovati od n = nn do n 10nN, zato smo v tem področju vrtljajev ovrednotili tudi mehanske izgube, kot so izgube trenja P tr in izgube ventilacije P ven. V ta namen smo napravili dve meritvi. Pri prvi meritvi smo nenapajanemu testnemu motorju z nameščenim ventilatorjem s pomočjo aktivne zavore spreminjali vrtljaje od n = 0 do n 10nN in pri tem merili vrtilni moment. Nato smo testnemu motorju sneli ventilator in meritev ponovili. Tako smo pri prvi meritvi izmerili vsoto izgub trenja in ventilacije Ptr + Pven, pri drugi meritvi pa izgube trenja P tr. Rezultate meritev grafično prikazuje (sl.4.13).

74 52 Meritve in opis merilnega sistema P(W) P + P tr ven 800 P ven P tr n(min ) Slika 4.13: Mehanske izgube testnih motorjev v odvisnosti od števila vrtljajev Izgube ventilacije P ven na (sl.4.13) smo določili tako, da smo od krivulje Ptr + Pven odšteli krivuljo P tr. Iz (sl. 4.13) sledi, da izgube trenja P tr niso linearno odvisne od števila vrtljajev, ampak eksponentno. Razlog za to so lopatice na kratkostičnem obroču rotorja, ki pri visokih vrtljajih povzročajo vrtinčenje zraka med statorjem in rotorjem. Zato so pri visokih vrtljajih izgube trenja tudi ustrezno visoke, in sicer smo pri P = 292 W, kar je skoraj 40% nazivne moči. tr -1 n = 9000 min izmerili izgube trenja Iz izmerjene karakteristike P tr + P ven sledi, da bi bil testni motor z nameščenim ventilatorjem neuporaben, saj ga ventilator skupaj s trenjem pri visokih vrtljajih zelo močno obremenjuje. Pri -1 n = 9000 min smo izmerili vsoto izgub trenja in ventilacije Ptr + Pven = 925 W, kar je precej več kot nazivna moč motorja. Izmerjene karakteristike na (sl.4.13) veljajo za oba testna motorja, saj sta imela enak rotor in ležaje.

75 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev PRIMERJAVA REZULTATOV ANALITIČNIH IZRAČUNOV IN MERITEV V tem poglavju bomo tabelarično in grafično predstavili primerjave rezultatov analitičnih izračunov in meritev. Ker so pri začetnih izračunih glede na rezultate meritev nastala bistvena odstopanja, smo v Laboratoriju za tehnološke meritve na fakulteti za strojništvo Univerze v Mariboru dali izmeriti zračno režo obeh testnih motorjev. Premer rotorja so izmerili z mikrometrom, izvrtino statorja pa z naparvo Opton podjetja ZEISS. S sledno so na treh različnih globinah statorske izvrtine izmerila srednjo vrednost notranjega premera statorja. Rezultate meritve prikazujeta prilogi 16 in 17. Iz rezultatov je razvidno, da sta imela testna motorja skoraj enako zračno režo, ki pa je bila glede na kataloški podatek dejansko večja, kar je močno vplivalo na točnost analitičnih izračunov. Na koncu poglavja bo na podlagi rezultatov meritev čez široko področje spremembe vrtljajev glede na zastavljene zahteve izbran najustreznejši motor oziroma vezava statorskega navitja. Računalniški izpisi izmerjenih rezultatov, s katerimi so v nadaljevanju narejene primerjave, so v prilogah od 5 do 12. Izhodne datoteke programskega paketa emlook pa so v prilogah od 13 do Prosti tek V tabeli 4 je predstavljena primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev prostega teka. Vsi prikazani rezultati veljajo za osnovno vezavo Y, napetost f = f N. Testna motorja sta bila pri meritvi napajana z elektrarno. U = U in frekvenco N Tabela 4: Primerjava izračunanih in izmerjenih rezultatov prostega teka I (A) s0 P (W) s0 cosϕ 0 P (W) Cu0 P (W) P (W) Fe tr T (C) Testni motor meritev 1, ,097 82,5 43,2 7,5 32,84 Y/YY izračun 1,98 133,9 0,097 78,7 47,7 7,5 20 Testni motor meritev 2, ,095 89,5 40,1 7,5 28,77 Y/ -o izračun 1,99 134,1 0,097 78,9 47,7 7,5 20 Pri primerjavi izmerjenih vrednosti vidimo, da sta testna motorja v osnovni vezavi skoraj enaka, med rezultati so samo manjša odstopanja, ki pa so posledica različne statorske

76 54 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev pločevine. V analitičnem izračunu smo za oba testna motorja upoštevali dejanski zračni reži in enako statorsko pločevino. Dejanske statorske pločevine statorskih paketov nismo poznali. Rezultati izračunov in meritev se med seboj dobro ujemajo. Manjše razlike, ki so se pojavile so posledica nepoznavanja pločevine statorskega paketa, ki ima poleg zračne reže na rezultate izračuna velik vpliv. Izgube trenja P tr nismo izračunali, ampak smo jih v izračunu upoštevali na podlagi rezultatov meritev. 5.2 Obremenitev Tabeli 5 in 6 prikazujeta primerjavo rezultatov analitičnih izračunov in meritev obremenitve. V obeh tabelah so rezultati predstavljeni za osnovno vezavo Y, napetost U = U, moč N P= P N in temperaturo motorja 95 C. Za tabelo 5 velja, da je frekvenca f = f, za tabelo 6 N pa je frekvenca f = 70 Hz. Tabela 5: Primerjava izračunanih in izmerjenih rezultatov obremenitve pri f = f N I (A) P (W) s s cosϕ s -1 M (Nm) n(min ) η P (W) iz Testni motor meritev 2, ,619 7,63 938,9 0, ,1 Y/YY izračun 2, ,4 0,622 7, , ,4 Testni motor meritev 2, ,597 7,62 940,1 0, ,8 Y/ -o izračun 2, ,6 0,622 7, , ,6 Tabela 6: Primerjava izračunanih in izmerjenih rezultatov obremenitve pri f = 70 Hz I (A) P (W) s s cosϕ s -1 M (Nm) n(min ) η P (W) iz Testni motor meritev 1, ,849 3, ,2 0, Y/YY izračun 1,54 908,9 0,854 3, , ,9 Testni motor meritev 1, ,851 3, ,7 0,84 143,2 Y/ -o izračun 1,54 908,9 0,854 3, , ,9 Primerjavo rezultatov obremenitve smo naparavili za nazivno frekvenco in maksimalno možno frekvenco sinusnega vira - elektrarne. Iz primerjave rezultatov sledi ugotovitev, da se med seboj zelo dobro ujemajo. Manjša odstopanja, ki so nastala pri izgubah P iz in s tem

77 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev 55 izkoristku η, pa so posledica nepoznavanja pločevine statorskih paketov. Iz tabele 5 in 6 sledi, da manjše odstopanje zračne reze testnih motorjev pri nazivni obremenitvi ne vpliva na razultat izračuna. Manjša razlika zračne je imela vpliv samo na izračun prostega teka (tabela 4). Velik vpliv na rezultate obremenitve ima temperatura rotorja, ki je med meritvijo ni bilo mogoče kontrolirati. V izračunu smo za temperaturo rotorja predpostavili 120 C.

78 56 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev 5.3 Široko področje spremembe vrtljajev V nadaljevanju bo predstavljena grafična primerjava rezultatov izračunov in meritev čez široko področje spremembe vrtljajev. Zaradi obsežnosti podatkov bosta predstavljeni samo primerjavi obeh vezav testnega motorja Y/YY. Na (sl.5.1) so prikazani izkoristki v odvisnosti od števila vrtljajev za oddano moč P= P. η N 1 0,95 0,9 0,85 0,8 0,75 Y - Izrač. Y - Izmer. YY - Izrač. YY - Izmer. 0,7 0,65 0,6 0,55 0, n (min ) Slika 5.1: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izkoristkov testnega motorja Y/YY brez upoštevanja izgub trenja Iz (sl.5.1) vidimo, da se izračunani in izmerjeni izkoristki precej razlikujejo. Razlog za to odstopanje moramo iskati v izgubah, ki pri konstantni oddani moči določajo velikosti izkoristkov. Izgube v odvisnosti od števila vrtljajev prikazuje (sl.5.2).

79 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev 57 P iz (W) Y - Izrač. Y - Izmer. YY - Izrač. YY - Izmer n (min ) Slika 5.2: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izgub testnega motorja Y/YY brez upoštevanja izgub trenja Pri primerjavi izračunanih in izmerjenih izgub opazimo, da so izračunane izgube pri obeh vezavah višje od izmerjenih. V primeru vezave Y se obliki poteka izgub ujemata, pri vezavi YY pa prihaja z naraščanjem vrtljajev do vedno večjega odstopanja. Razlog za to je, da se v izračunu ni upoštevalo izrazitega naraščanja izgub trenja zaradi višanja vrtljajev. V poglavju so bili prikazani rezultati meritev izgub trenja testnega motorja v odvisnosti od števila vrtljajev. Pri vezavi Y se zaradi nizkih vrtljajev in s tem posledično nizkih izgub trenja obliki skupnih izgub ujemata. Pri vezavi YY pa se poteka izgub z višanjem vrtljajev vedno bolj razlikujeta. Iz omenjenih razlogov prihaja do odstopanja v obliki karakteristik izgub na (sl.5.2). Vzrok za odstopanje v velikosti izgub pa je nepoznavanje statorske pločevine testnega motorja, ki ima na izkoristek motorja pomemben vpliv. Podobna odstopanja med rezultati izračunov in meritev so se pojavila pri vseh kombinacijah vezav. Ker smo želeli preveriti, ali so za odstopanje oblike izgub in izkoristkov dejansko odgovorne izgube trenja, smo analitične izračune ponovili. To smo napravili tako, da smo

80 58 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev izmerjene izgube trenja po točkah vnesli v vhodno datoteko programskega paketa emlook in s tem napravili več izračunov za posamezne točke vrtljajev. Rezultate ponovnega izračuna prikazujeta (sl.5.3) in (sl.5.4). P iz (W) Y - Izrač. Y - Izmer. YY - Izrač. YY - Izmer n (min ) Slika 5.3: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izgub testnega motorja Y/YY z upoštevanjem izgub trenja Iz (sl.5.3) se vidi, da se potek izračunanih izgub v vezavi Y skoraj ni spremenil. Razlog za to je, da so izgube trenja do 4000 vrtljajev zanemarljive in s tem nimajo vpliva na potek izgub. Iz podatka izračunanih izgub v vezavi YY pa sledi, da so se bistveno spremenile oziroma se po obliki ujemajo z izmerjenimi. Odstopanje pri vezavi YY pa se je sedaj pojavilo v strmini naraščanja izgub. Glede na izračunane izgube na (sl.5.3) so se ustrezno spremenili tudi izračunani izkoristki, ki so prikazani na (sl.5.4).

81 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev 59 η 1 0,95 0,9 0,85 0,8 0,75 Y - Izrač. Y - Izmer. YY - Izrač. YY - Izmer. 0,7 0,65 0,6 0,55 0, n (min ) Slika 5.4: Karakteristike izmerjenih in izračunanih izkoristkov testnega motorja Y/YY z upoštevanjem izgub trenja Kljub temu, da smo analitični izračun z upoštevanjem izmerjenih izgub trenja približali realnim razmeram, se pojavijo bistvene razlike v velikosti izračunanega in izmerjenega izkoristka. To odstopanje lahko pripišemo nepoznavanju materiala statorskega paketa. 5.4 Izbira vezave navitja za široko področje spremembe vrtljajev V nadaljevanju so na (sl.5.5) primerjalno izrisane izmerjene karakteristike izkoristkov posamezne vezave. Na podlagi (sl.5.5) je razvidno, da ima najvišji izkoristek čez celotno področje vezava Y/YY. Nato sledi vezava Y/. Najslabši izkoristek ima vezava Y/ -o. Če se spomnimo, bi naj glede na analitične izračune bila najboljša kombinacija vezava Y/, kar pa zaradi prej omenjenih težav glede izračunov ne drži. Iz poteka izkoristka, ko sta bila oba testna motorja v osnovni vezavi Y, vidimo, da se motorja razlikujeta. Kljub temu, da sta imela testna motorja enak statorski paket in vstavljeno enako navitje se je v osnovni vezavi med njima pajavila bistvena razlika. Ker smo pri meritvah imeli enak merilni sistem in enake pogoje sploh kar se tiče temperature, lahko trdimo, da se testna motorja razlikujeta zaradi različne statorske pločevine.

82 60 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev η 1 0,95 0,9 0,85 0,8 (Y/YY) - Y (Y/YY) - YY (Y/ -o) - Y (Y/ -o) - (Y/ -o) - -o 0,75 0,7 0,65 0,6 0,55 0, n(min ) Slika 5.5: Karakteristike izmerjenih izkoristkov v odvisnosti od števila vrtljajev Glede na (sl.5.5) vidimo, da smo s testnim motorjem Y/YY lahko v celotnem področju vrtljajev obratovali z nazivno oddano močjo in pri tem imeli najmanjši izkoristek približno 80%. V okolici 4000 vrtljajev je bil izkoristek celo višji od 90%. Za obratovanje s takšnim izkoristkom je glede na (sl.5.5) potrebno med vezavama preklopiti pri 2479 vrtljajih. Prevezava se napravi s pomočjo kontaktorjev, kot je prikazano v prilogi 1 in 2. Na (sl.5.6) so prikazane izgube, ki določajo izkoristke na (sl.5.5).

83 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev 61 P iz (W) (Y/YY) - Y (Y/YY) - YY (Y/ -o) - Y (Y/ -o) - (Y/ -o) - -o P = 260 W izmax -1 n(min ) Slika 5.6: Karakteristike izgub vseh vezav v odvisnosti od števila vrtljajev Izgube na (sl.5.6) so bistvenega pomena, saj odločajo o tem, ali je možno v posamezni vezavi trajno obratovati z nazivno oddano močjo. Glede na vrisane maksimalno dovoljene izgube P iz = 260 W vidimo, da nobena od vezav ni imela pretirano visokih izgub. Slabost vezav Y/ in Y/ -o je bila, da so izgube z višanjem vrtljajev začele izrazito naraščati, kar pomeni, da se je področje trajnega obratovanja za ti vezavi skrčilo. V tabeli 7 so prikazani na (sl.5.6) odčitani mejni vrtljaji (minimalni in maksimalni), znotraj katerih lahko z dano kombinacijo vezave trajno obratujemo z nazivno oddano močjo. Prikazani so tudi vrtljaji, pri katerih je potrebno med vezavama preklopiti, da motor čez celotno področje vrtljajev obratuje z najmanjšimi izgubami oziroma največjim izkoristkom. Tabela 7: Območje vrtljajev posamezne kombinacije vezave statorskega navitja n min -1 (min ) n prek -1 (min ) n max -1 (min ) vezava Y/YY 938, ,1 vezava Y/ 938,5 1899,6 7930,3 vezava Y/ -o 938,5 3225,4 7501

84 62 Primerjava rezultatov analitičnih izračunov in meritev Za vezavo Y/YY so v tabeli 7 vneseni maksimalni vrtljaji n max, do katerih smo z danim merilnim sistemom uspeli napraviti meritve. Glede na nizko strmino naraščanja izgub v vezavi YY lahko ocenimo, da bi s testnim motorjem Y/YY z nazivno oddano močjo pokrili območje tudi do vrtljajev ali pa v danem območju lahko obratovali z večjo oddano močjo. Če bi obravnavana testna motorja imela tuje hlajenje, bi lahko z njima v vseh vezavah obratovali v celotnem območju vrtljajev z višjo oddano močjo. Velikost oddane moči bi bila odvisna od velikosti izgub oziroma pogojev hlajenja. Pri vodno hlajenem motorju bi lahko bila oddana moč precej večja kot pri zračno hlajenem motorju. Potrebno je omeniti, da bi z vsemi kombinacijami vezav dobili bistveno boljše rezultate, če ne bi z višanjem vrtljajev naraščale izgube trenja. To je praktično nemogoče preprečiti, z uporabo zelo kvalitetnih ležajev lahko ta vpliv kvečjemu zmanjšamo.

85 Sklep SKLEP Načrtovali in analizirali smo tri kombinacije vezav statorskega navitja. Z vsemi smo razširili področje vrtljajev trifaznega asinhronskega motorja. To smo dosegli tako, da smo navitje načrtovali za močno nasičen motor. Vezava Y/YY se je izkazala kot najboljša kombinacija navitja. S to vezavo je bilo mogoče s konstantno oddano močjo pokriti območje tudi do vrtljajev in pri tem zagotoviti visoke izkoristke. Zaradi omejitve vrtljajev merilnega sistema smo testna motorja načrtovali za frekvenco 33,3Hz in s tem pokrili območje vrtljajev do desetkratnika nazivnih vrtljajev. Če bi navitje v osnovni vezavi načtrovali za frekvenco 50Hz bi lahko pokrili območje tudi do vrtljajev. Zaradi tega je vezava Y/YY zelo uporabna in izpolnjuje vse v uvodu zastavljene zahteve. Edina slabost te vezave je, da potrebujemo za prevezavo navitja tri kontaktorje, kar pa napravi to kombinacijo navitja neuporabno za industrijske namene. Zaradi dodatnega kontaktorja so stroški pogona višji in obstaja večja verjetnost nastanka okvare, poleg tega je krmiljenje kontaktorjev zahtevnejše. Glede na to bi se morali odločiti za vezavo Y/, ki pa ima precej slabše lastnosti in ožje področje vrtljajev. V našem primeru smo testna motorja čez celotno področje vrtljajev napajali z nazivno napetostjo. Zato bi bilo potrebno raziskati, kako bi s prilagajanjem izhodne napetosti frekvenčnega pretvornika dosegli pri dani kombinaciji vezav čez celo področje vrtljajev višje izkoristke.

86 64 Literatura 7. LITERATURA [1] Ivan Zagradišnik, Bojan Slemnik, Električni rotacijski stroji, Univerza v Mariboru Fakulteta za elektrotehniko, računalništvo in informatiko, Maribor 2007 [2] Ivan Zagradišnik, Električni in elektromehanski pretvorniki, Univerza v Mariboru Fakulteta za elektrotehniko, računalništvo in informatiko, Maribor 2010 [3] Mladen Trlep, Električni pogoni, Univerza v Mariboru Fakulteta za elektrotehniko, računalništvo in informatiko, Maribor 2005/2006 [4] IEC Standard, Publication , Rotating electrical machines, Part 1: Rating and performance, Geneve, Suisse, 2004 [5] IEC Slovar 50(411), Druga izdaja: Rotacijski stroji, Geneve, Suisse, [6] ELKO Elektrokovina, katalog IEC-elektromotorjev

87 65 Priloge 8. PRILOGE Priloga št. 1: Vezave trifaznih asinhronskih motorjev, napajanih s frekvenčnim pretvornikom v primeru prevezave statorskega navitja. Vezava Y/ : U1V1W1 U2V2W2 Vezava Y/ -o:

88 66 Priloge Priloga št. 2: Vezave trifaznih asinhronskih motorjev, napajanih s frekvenčnim pretvornikom v primeru prevezave statorskega navitja. Vezava Y/YY:

89 Priloge 67 Priloga št. 3: Vezalna shema merilnega sistema v primeru meritev čez široko področje vrtljajev L1 L2 L3 N Pe S1 Avtotransformator Omrežni filter L1 L2 L3 Pe L1 L2 L3 Pe Omrežne dušilke 1U1 1U1 1V1 1V1 1W1 1W1 SIEMENS Simovert Masterdrive U1 V1 W1 Pe U2 V2 W2 Pe2 Sinusni filter 1U1 1V1 1W1 1U2 1V2 1W2 HI LO A HI LO A HI LO A U V W HI HI HI V V V LO LO LO AM AZ

90 68 Priloge Priloga št.4: Izenačevalni tok med zvezdiščema nazivno obremenjenega testnega motorja Y/YY v vezavi YY pri frekvenci f = 70 Hz in napajanju s frekvenčnim pretvornikom. i(ma) t(ms)

91 Priloge 69 Priloga št. 5: Računalniški izpis rezultatov meritve prostega teka testnega motorja Y/YY v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

92 70 Priloge Priloga št. 6: Računalniški izpis rezultatov meritve obremenitve testnega motorja Y/YY v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

93 Priloge 71 Priloga št. 7: Računalniški izpis rezultatov meritve obremenitve testnega motorja Y/YY v vezavi Y pri f = 70 Hz.

94 72 Priloge Priloga št. 8: Računalniški izpis rezultatov meritve optimalne napetosti testnega motorja Y/YY v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

95 Priloge 73 Priloga št. 9: Rezultati meritve prostega teka testnega motorja Y/ -o v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

96 74 Priloge Priloga št. 10: Računalniški izpis rezultatov meritve obremenitve testnega motorja Y/ -o v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

97 Priloge 75 Priloga št. 11: Računalniški izpis rezultatov meritve obremenitve testnega motorja Y/ -o v vezavi Y pri f = 70 Hz.

98 76 Priloge Priloga št. 12: Računalniški izpis rezultatov meritve optimalne napetosti testnega motorja Y/ -o v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

99 Priloge 77 Priloga št. 13: Rezultati analitičnega izračuna s programskim paketom emlook za testni motor Y/YY v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

100 78 Priloge Priloga št. 14: Rezultati analitičnega izračuna s programskim paketom emlook za testni motor Y/YY v vezavi Y pri f = 70 Hz.

101 Priloge 79 Priloga št. 15: Rezultati analitičnega izračuna s programskim paketom emlook za testni motor Y/ -o v vezavi Y pri f = 33,3 Hz.

102 80 Priloge Priloga št. 16: Rezultati meritve izvrtine statorskega paketa testnega motorja Y/YY Izračun zračne reže: Premer rotorja: D r = 81,05 mm Izvrtina statorja: 81, , , D = = 81,64133 mm 3 D Dr 81, ,05 Enostranska zračna reža: δ = = = 0,29566 mm 2 2

103 Priloge 81 Priloga št. 17: Rezultati meritve izvrtine statorskega paketa testnega motorja Y/ -o Izračun zračne reže: Premer rotorja: D r = 81,05 mm Izvrtina statorja: 81, , ,63093 D = = 81,6431mm 3 D Dr 81, ,05 Enostranska zračna reža: δ = = = 0,29655 mm 2 2

104

105