Post on 02-Sep-2019
FACULTATEA DE INGINERIE ELECTRICĂ
Ing Mircea RUBA
TEZĂ DE DOCTORAT- REZUMAT-
DESIGN AND STUDY OF A MODULAR SWITCHEDRELUCTANCE MACHINE
PROIECTAREA ŞI STUDIEREA UNEI MAŞINI CURELUCTANŢĂ VARIABILĂ AUTOCOMUTATĂ DE
CONSTRUCŢIE MODULARĂ
Conducător ştiinţificProfdringLoraacutend Szaboacute
- 2010 -
FACULTATEA DE INGINERIE ELECTRICĂ
Ing Mircea RUBA
TEZĂ DE DOCTORAT- REZUMAT-
DESIGN AND STUDY OF A MODULAR SWITCHEDRELUCTANCE MACHINE
PROIECTAREA ŞI STUDIEREA UNEI MAŞINI CURELUCTANŢĂ VARIABILĂ AUTOCOMUTATĂ DE
CONSTRUCŢIE MODULARĂ
Conducător ştiinţificProfdringLoraacutend Szaboacute
Comisia de evaluare a tezei de doctorat
PREŞEDINTE - Profdring Ioan Tacircrnovan - Prodecan Facultatea de Inginerie ElectricăUniversitatea Tehnică din Cluj-Napoca
MEMBRI - Profdring Loraacutend Szaboacute - Conducător ştiinţific Facultatea deInginerie Electrică Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca
- Profdring Ion Boldea - Referent Universitatea bdquoPolitehnicardquo dinTimişoara
- Profdr ing Nicolae Muntean - Referent Universitatea bdquoPolitehnicardquodin Timişoara
- Profdring Ioan Adrian Viorel ndash Referent Facultatea de InginerieElectrică Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca
Cuprins
Capitolul I - Introducere 211 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice 212 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte 313 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte 414 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte 515 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte 516 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutatăde construcţie modulară 6
17 Concluzii 7Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată 821 Dimensionarea statorului 922 Dimensionarea rotorului 1023 Dimensionarea bobinelor 1124 Calculul pierderilor 1225 Calculul cuplului 1226 Analiza termică a motorului 1327 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves 1428 Concluzii 14Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţăautocomutată 15
31 Realizarea modelului Flux 2D 1532 Realizarea modelului Flux 3D 1633 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular 1734 Concluzii 18Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor 1941 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink 19
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze 20412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze 21413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze 21
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink almotorului modular
22
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate 2344 Concluzii 23Capitolul V ndash Măsurători experimentale 2451 Construcţia motorului modular tetra-fazat 2452 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic 2653 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular 2754 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice 2855 Rezultatele măsurătorilor experimentale 29
551 Regimul normal de funcţionare 3056 Concluzii 32Capitolul VI ndash Concluzii 33Bibliografie selectivă 37
2
Capitolul I - Introducere
Un sistem este descris ca reprezentacircnd interconexiunea dintre mai multe
componente toate operacircnd pentru atingerea unui singur scop bine definit[H1]
Defectele icircn timpul funcţionării unui sistem sunt inevitabile ca atare apariţia
respectiv existenţa lor trebuie foarte serios luate icircn considerare
Ideea de sisteme tolerante la defecte s-a icircnrădăcinat icircn foarte multe
domenii ale ingineriei inclusiv icircn cel al maşinilor şi acţionărilor electrice[E1] De cele
mai multe ori preţul unei fiabilităţi ridicate a unui sistem convertor-maşină electrică
este investiţia financiară consistentă motiv pentru care se necesită studiul şi
dezvoltarea maşinilor cacirct mai simple şi cacirct mai ieftine[L1]
11 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice
Un sistem tolerant la defecte trebuie să fie capabil să localizeze defectul să
icirci facă o diagnoză pe marginea cărei să-i izoleze posibila propagare respectiv să
compenseze deficitul produs de acesta
Aceste repere sunt implementate şi icircn maşinile electrice care sunt realizate
a fi tolerante la defecte[R14] Cele mai uzuale soluţii pentru a obţine toleranţa la
defecte a unei maşini electrice este de a creşte numărul de poli (statorici şisau
rotorici) creşterea numărului de faze respectiv formarea acestora din multiple bobine
individuale şi abordarea unor strategii de modularizare a circuitului magnetic
Modificările care se aduc unei maşini electrice pornesc de la structura
clasică urmacircnd apoi diferite adaptări care să permită operarea continuă a maşinii icircn
condiţie de defect Proiectarea noii maşini trebuie să ţină cont şi de compensarea
defectului apărut aceasta devenind cruciala pentru a diminua cacirct mai puţin posibil
puterea mecanică a maşinii
Convertorul electronic care alimentează maşina tolerantă la defecte trebuie
să fie şi el realizat icircn aşa măsură icircncacirct acesta să permită schimbări de stare şi operare
funcţie de necesitatea maşinii pe care o controlează
3
12 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte
Geometria maşinilor clasice de-a lungul timpului a fost supusă proceselor
de optimizare pentru a atinge performanţe ridicate Modificările aduse acestora pentru
a obţine toleranţa la defecte crescută pot afecta icircn mod negativ performanţele
maşinii[T3] Pierderile sunt un aspect al studiului care necesită atenţie
deosebită[A1][R1] Modificări ale formelor polilor maşinii pot provoca creşterea sau
scăderea acestora
O altă modificare o reprezintă creşterea numărului de poli ai maşinii[R1]
Astfel se obţine o maşină tolerantă la defecte pe de o parte iar pe de altă parte
riplurile de cuplu sunt reduse consistent O asemenea maşină este prezentată icircn
Fig 11 controlată utilizacircnd tehnica ldquotwo phase onrdquo
Fig 11 Motor cu reluctanţă autocomutată cu număr crescut de poli[R1]
La motoarele care folosesc ca sursă de excitaţie magneţi permanenţi (MP)
nivelul de toleranţă la defecte este deja net superior structurilor pasive datorită
magneţilor ca sursa de energie existentă icircn maşină
Fig 12 Utilizarea barierelor de flux icircn motoare cu magneţi permanenţi[J1]
Plecacircnd de la structurile clasice de maşini cu MP pentru a creşte toleranţa
la defecte s-au studiat variante icircn care se aplicau bariere nemagnetice care icircn caz de
4
defect redistribuiau simetric fluxul statoric faţă de rotor (vezi fig 12) Această
metodă s-a dovedit a fi ineficientă motiv pentru care este foarte rar utilizată Cu cacirct
complexitatea soluţiei creşte cu atacirct preţul produsului finit este mai mare[L1]
13 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte
Icircn dorinţa de a atinge o toleranţă la defecte cacirct mai mare o altă abordare
este modificarea sistemului electric (adică al icircnfăşurărilor) al maşinilor Distribuţia
fazelor icircn căi de curent sau canale (de curent) respectiv creşterea numărului de faze
sunt soluţiile consacrate
Icircn maşinile cu magneţi permanenţi icircnfăşurările concentrate multifazate au
reprezentat un punct forte icircn studiul toleranţei la defecte
Fig 13 Utilizarea icircnfăşurărilor concentrate şi distribuţia fazelor pe căi de curent[V1]
Icircn domeniul motoarelor cu reluctanţă autocomutată (SRM) creşterea
numărului de faze respectiv distribuţia fiecăreia icircn canale icircnfăşurate pe poli distincţi a
permis creşterea consistentă a toleranţei la defecte
Fig 14 Sistem electric al unui SRM cu distribuţia unei faze pe 6 canele de curent
Icircn cazul apariţiei unui defect (vezi fig 14) maşina continuă să opereze
datorita independenţei fiecărui canal de curent atacirct din punct de vedere magnetic cacirct
şi electronic
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
FACULTATEA DE INGINERIE ELECTRICĂ
Ing Mircea RUBA
TEZĂ DE DOCTORAT- REZUMAT-
DESIGN AND STUDY OF A MODULAR SWITCHEDRELUCTANCE MACHINE
PROIECTAREA ŞI STUDIEREA UNEI MAŞINI CURELUCTANŢĂ VARIABILĂ AUTOCOMUTATĂ DE
CONSTRUCŢIE MODULARĂ
Conducător ştiinţificProfdringLoraacutend Szaboacute
Comisia de evaluare a tezei de doctorat
PREŞEDINTE - Profdring Ioan Tacircrnovan - Prodecan Facultatea de Inginerie ElectricăUniversitatea Tehnică din Cluj-Napoca
MEMBRI - Profdring Loraacutend Szaboacute - Conducător ştiinţific Facultatea deInginerie Electrică Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca
- Profdring Ion Boldea - Referent Universitatea bdquoPolitehnicardquo dinTimişoara
- Profdr ing Nicolae Muntean - Referent Universitatea bdquoPolitehnicardquodin Timişoara
- Profdring Ioan Adrian Viorel ndash Referent Facultatea de InginerieElectrică Universitatea Tehnică din Cluj-Napoca
Cuprins
Capitolul I - Introducere 211 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice 212 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte 313 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte 414 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte 515 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte 516 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutatăde construcţie modulară 6
17 Concluzii 7Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată 821 Dimensionarea statorului 922 Dimensionarea rotorului 1023 Dimensionarea bobinelor 1124 Calculul pierderilor 1225 Calculul cuplului 1226 Analiza termică a motorului 1327 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves 1428 Concluzii 14Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţăautocomutată 15
31 Realizarea modelului Flux 2D 1532 Realizarea modelului Flux 3D 1633 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular 1734 Concluzii 18Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor 1941 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink 19
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze 20412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze 21413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze 21
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink almotorului modular
22
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate 2344 Concluzii 23Capitolul V ndash Măsurători experimentale 2451 Construcţia motorului modular tetra-fazat 2452 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic 2653 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular 2754 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice 2855 Rezultatele măsurătorilor experimentale 29
551 Regimul normal de funcţionare 3056 Concluzii 32Capitolul VI ndash Concluzii 33Bibliografie selectivă 37
2
Capitolul I - Introducere
Un sistem este descris ca reprezentacircnd interconexiunea dintre mai multe
componente toate operacircnd pentru atingerea unui singur scop bine definit[H1]
Defectele icircn timpul funcţionării unui sistem sunt inevitabile ca atare apariţia
respectiv existenţa lor trebuie foarte serios luate icircn considerare
Ideea de sisteme tolerante la defecte s-a icircnrădăcinat icircn foarte multe
domenii ale ingineriei inclusiv icircn cel al maşinilor şi acţionărilor electrice[E1] De cele
mai multe ori preţul unei fiabilităţi ridicate a unui sistem convertor-maşină electrică
este investiţia financiară consistentă motiv pentru care se necesită studiul şi
dezvoltarea maşinilor cacirct mai simple şi cacirct mai ieftine[L1]
11 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice
Un sistem tolerant la defecte trebuie să fie capabil să localizeze defectul să
icirci facă o diagnoză pe marginea cărei să-i izoleze posibila propagare respectiv să
compenseze deficitul produs de acesta
Aceste repere sunt implementate şi icircn maşinile electrice care sunt realizate
a fi tolerante la defecte[R14] Cele mai uzuale soluţii pentru a obţine toleranţa la
defecte a unei maşini electrice este de a creşte numărul de poli (statorici şisau
rotorici) creşterea numărului de faze respectiv formarea acestora din multiple bobine
individuale şi abordarea unor strategii de modularizare a circuitului magnetic
Modificările care se aduc unei maşini electrice pornesc de la structura
clasică urmacircnd apoi diferite adaptări care să permită operarea continuă a maşinii icircn
condiţie de defect Proiectarea noii maşini trebuie să ţină cont şi de compensarea
defectului apărut aceasta devenind cruciala pentru a diminua cacirct mai puţin posibil
puterea mecanică a maşinii
Convertorul electronic care alimentează maşina tolerantă la defecte trebuie
să fie şi el realizat icircn aşa măsură icircncacirct acesta să permită schimbări de stare şi operare
funcţie de necesitatea maşinii pe care o controlează
3
12 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte
Geometria maşinilor clasice de-a lungul timpului a fost supusă proceselor
de optimizare pentru a atinge performanţe ridicate Modificările aduse acestora pentru
a obţine toleranţa la defecte crescută pot afecta icircn mod negativ performanţele
maşinii[T3] Pierderile sunt un aspect al studiului care necesită atenţie
deosebită[A1][R1] Modificări ale formelor polilor maşinii pot provoca creşterea sau
scăderea acestora
O altă modificare o reprezintă creşterea numărului de poli ai maşinii[R1]
Astfel se obţine o maşină tolerantă la defecte pe de o parte iar pe de altă parte
riplurile de cuplu sunt reduse consistent O asemenea maşină este prezentată icircn
Fig 11 controlată utilizacircnd tehnica ldquotwo phase onrdquo
Fig 11 Motor cu reluctanţă autocomutată cu număr crescut de poli[R1]
La motoarele care folosesc ca sursă de excitaţie magneţi permanenţi (MP)
nivelul de toleranţă la defecte este deja net superior structurilor pasive datorită
magneţilor ca sursa de energie existentă icircn maşină
Fig 12 Utilizarea barierelor de flux icircn motoare cu magneţi permanenţi[J1]
Plecacircnd de la structurile clasice de maşini cu MP pentru a creşte toleranţa
la defecte s-au studiat variante icircn care se aplicau bariere nemagnetice care icircn caz de
4
defect redistribuiau simetric fluxul statoric faţă de rotor (vezi fig 12) Această
metodă s-a dovedit a fi ineficientă motiv pentru care este foarte rar utilizată Cu cacirct
complexitatea soluţiei creşte cu atacirct preţul produsului finit este mai mare[L1]
13 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte
Icircn dorinţa de a atinge o toleranţă la defecte cacirct mai mare o altă abordare
este modificarea sistemului electric (adică al icircnfăşurărilor) al maşinilor Distribuţia
fazelor icircn căi de curent sau canale (de curent) respectiv creşterea numărului de faze
sunt soluţiile consacrate
Icircn maşinile cu magneţi permanenţi icircnfăşurările concentrate multifazate au
reprezentat un punct forte icircn studiul toleranţei la defecte
Fig 13 Utilizarea icircnfăşurărilor concentrate şi distribuţia fazelor pe căi de curent[V1]
Icircn domeniul motoarelor cu reluctanţă autocomutată (SRM) creşterea
numărului de faze respectiv distribuţia fiecăreia icircn canale icircnfăşurate pe poli distincţi a
permis creşterea consistentă a toleranţei la defecte
Fig 14 Sistem electric al unui SRM cu distribuţia unei faze pe 6 canele de curent
Icircn cazul apariţiei unui defect (vezi fig 14) maşina continuă să opereze
datorita independenţei fiecărui canal de curent atacirct din punct de vedere magnetic cacirct
şi electronic
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
Cuprins
Capitolul I - Introducere 211 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice 212 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte 313 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte 414 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte 515 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte 516 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutatăde construcţie modulară 6
17 Concluzii 7Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată 821 Dimensionarea statorului 922 Dimensionarea rotorului 1023 Dimensionarea bobinelor 1124 Calculul pierderilor 1225 Calculul cuplului 1226 Analiza termică a motorului 1327 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves 1428 Concluzii 14Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţăautocomutată 15
31 Realizarea modelului Flux 2D 1532 Realizarea modelului Flux 3D 1633 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular 1734 Concluzii 18Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor 1941 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink 19
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze 20412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze 21413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze 21
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink almotorului modular
22
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate 2344 Concluzii 23Capitolul V ndash Măsurători experimentale 2451 Construcţia motorului modular tetra-fazat 2452 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic 2653 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular 2754 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice 2855 Rezultatele măsurătorilor experimentale 29
551 Regimul normal de funcţionare 3056 Concluzii 32Capitolul VI ndash Concluzii 33Bibliografie selectivă 37
2
Capitolul I - Introducere
Un sistem este descris ca reprezentacircnd interconexiunea dintre mai multe
componente toate operacircnd pentru atingerea unui singur scop bine definit[H1]
Defectele icircn timpul funcţionării unui sistem sunt inevitabile ca atare apariţia
respectiv existenţa lor trebuie foarte serios luate icircn considerare
Ideea de sisteme tolerante la defecte s-a icircnrădăcinat icircn foarte multe
domenii ale ingineriei inclusiv icircn cel al maşinilor şi acţionărilor electrice[E1] De cele
mai multe ori preţul unei fiabilităţi ridicate a unui sistem convertor-maşină electrică
este investiţia financiară consistentă motiv pentru care se necesită studiul şi
dezvoltarea maşinilor cacirct mai simple şi cacirct mai ieftine[L1]
11 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice
Un sistem tolerant la defecte trebuie să fie capabil să localizeze defectul să
icirci facă o diagnoză pe marginea cărei să-i izoleze posibila propagare respectiv să
compenseze deficitul produs de acesta
Aceste repere sunt implementate şi icircn maşinile electrice care sunt realizate
a fi tolerante la defecte[R14] Cele mai uzuale soluţii pentru a obţine toleranţa la
defecte a unei maşini electrice este de a creşte numărul de poli (statorici şisau
rotorici) creşterea numărului de faze respectiv formarea acestora din multiple bobine
individuale şi abordarea unor strategii de modularizare a circuitului magnetic
Modificările care se aduc unei maşini electrice pornesc de la structura
clasică urmacircnd apoi diferite adaptări care să permită operarea continuă a maşinii icircn
condiţie de defect Proiectarea noii maşini trebuie să ţină cont şi de compensarea
defectului apărut aceasta devenind cruciala pentru a diminua cacirct mai puţin posibil
puterea mecanică a maşinii
Convertorul electronic care alimentează maşina tolerantă la defecte trebuie
să fie şi el realizat icircn aşa măsură icircncacirct acesta să permită schimbări de stare şi operare
funcţie de necesitatea maşinii pe care o controlează
3
12 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte
Geometria maşinilor clasice de-a lungul timpului a fost supusă proceselor
de optimizare pentru a atinge performanţe ridicate Modificările aduse acestora pentru
a obţine toleranţa la defecte crescută pot afecta icircn mod negativ performanţele
maşinii[T3] Pierderile sunt un aspect al studiului care necesită atenţie
deosebită[A1][R1] Modificări ale formelor polilor maşinii pot provoca creşterea sau
scăderea acestora
O altă modificare o reprezintă creşterea numărului de poli ai maşinii[R1]
Astfel se obţine o maşină tolerantă la defecte pe de o parte iar pe de altă parte
riplurile de cuplu sunt reduse consistent O asemenea maşină este prezentată icircn
Fig 11 controlată utilizacircnd tehnica ldquotwo phase onrdquo
Fig 11 Motor cu reluctanţă autocomutată cu număr crescut de poli[R1]
La motoarele care folosesc ca sursă de excitaţie magneţi permanenţi (MP)
nivelul de toleranţă la defecte este deja net superior structurilor pasive datorită
magneţilor ca sursa de energie existentă icircn maşină
Fig 12 Utilizarea barierelor de flux icircn motoare cu magneţi permanenţi[J1]
Plecacircnd de la structurile clasice de maşini cu MP pentru a creşte toleranţa
la defecte s-au studiat variante icircn care se aplicau bariere nemagnetice care icircn caz de
4
defect redistribuiau simetric fluxul statoric faţă de rotor (vezi fig 12) Această
metodă s-a dovedit a fi ineficientă motiv pentru care este foarte rar utilizată Cu cacirct
complexitatea soluţiei creşte cu atacirct preţul produsului finit este mai mare[L1]
13 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte
Icircn dorinţa de a atinge o toleranţă la defecte cacirct mai mare o altă abordare
este modificarea sistemului electric (adică al icircnfăşurărilor) al maşinilor Distribuţia
fazelor icircn căi de curent sau canale (de curent) respectiv creşterea numărului de faze
sunt soluţiile consacrate
Icircn maşinile cu magneţi permanenţi icircnfăşurările concentrate multifazate au
reprezentat un punct forte icircn studiul toleranţei la defecte
Fig 13 Utilizarea icircnfăşurărilor concentrate şi distribuţia fazelor pe căi de curent[V1]
Icircn domeniul motoarelor cu reluctanţă autocomutată (SRM) creşterea
numărului de faze respectiv distribuţia fiecăreia icircn canale icircnfăşurate pe poli distincţi a
permis creşterea consistentă a toleranţei la defecte
Fig 14 Sistem electric al unui SRM cu distribuţia unei faze pe 6 canele de curent
Icircn cazul apariţiei unui defect (vezi fig 14) maşina continuă să opereze
datorita independenţei fiecărui canal de curent atacirct din punct de vedere magnetic cacirct
şi electronic
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
2
Capitolul I - Introducere
Un sistem este descris ca reprezentacircnd interconexiunea dintre mai multe
componente toate operacircnd pentru atingerea unui singur scop bine definit[H1]
Defectele icircn timpul funcţionării unui sistem sunt inevitabile ca atare apariţia
respectiv existenţa lor trebuie foarte serios luate icircn considerare
Ideea de sisteme tolerante la defecte s-a icircnrădăcinat icircn foarte multe
domenii ale ingineriei inclusiv icircn cel al maşinilor şi acţionărilor electrice[E1] De cele
mai multe ori preţul unei fiabilităţi ridicate a unui sistem convertor-maşină electrică
este investiţia financiară consistentă motiv pentru care se necesită studiul şi
dezvoltarea maşinilor cacirct mai simple şi cacirct mai ieftine[L1]
11 Toleranţa la defecte icircn domeniul maşinilor electrice
Un sistem tolerant la defecte trebuie să fie capabil să localizeze defectul să
icirci facă o diagnoză pe marginea cărei să-i izoleze posibila propagare respectiv să
compenseze deficitul produs de acesta
Aceste repere sunt implementate şi icircn maşinile electrice care sunt realizate
a fi tolerante la defecte[R14] Cele mai uzuale soluţii pentru a obţine toleranţa la
defecte a unei maşini electrice este de a creşte numărul de poli (statorici şisau
rotorici) creşterea numărului de faze respectiv formarea acestora din multiple bobine
individuale şi abordarea unor strategii de modularizare a circuitului magnetic
Modificările care se aduc unei maşini electrice pornesc de la structura
clasică urmacircnd apoi diferite adaptări care să permită operarea continuă a maşinii icircn
condiţie de defect Proiectarea noii maşini trebuie să ţină cont şi de compensarea
defectului apărut aceasta devenind cruciala pentru a diminua cacirct mai puţin posibil
puterea mecanică a maşinii
Convertorul electronic care alimentează maşina tolerantă la defecte trebuie
să fie şi el realizat icircn aşa măsură icircncacirct acesta să permită schimbări de stare şi operare
funcţie de necesitatea maşinii pe care o controlează
3
12 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte
Geometria maşinilor clasice de-a lungul timpului a fost supusă proceselor
de optimizare pentru a atinge performanţe ridicate Modificările aduse acestora pentru
a obţine toleranţa la defecte crescută pot afecta icircn mod negativ performanţele
maşinii[T3] Pierderile sunt un aspect al studiului care necesită atenţie
deosebită[A1][R1] Modificări ale formelor polilor maşinii pot provoca creşterea sau
scăderea acestora
O altă modificare o reprezintă creşterea numărului de poli ai maşinii[R1]
Astfel se obţine o maşină tolerantă la defecte pe de o parte iar pe de altă parte
riplurile de cuplu sunt reduse consistent O asemenea maşină este prezentată icircn
Fig 11 controlată utilizacircnd tehnica ldquotwo phase onrdquo
Fig 11 Motor cu reluctanţă autocomutată cu număr crescut de poli[R1]
La motoarele care folosesc ca sursă de excitaţie magneţi permanenţi (MP)
nivelul de toleranţă la defecte este deja net superior structurilor pasive datorită
magneţilor ca sursa de energie existentă icircn maşină
Fig 12 Utilizarea barierelor de flux icircn motoare cu magneţi permanenţi[J1]
Plecacircnd de la structurile clasice de maşini cu MP pentru a creşte toleranţa
la defecte s-au studiat variante icircn care se aplicau bariere nemagnetice care icircn caz de
4
defect redistribuiau simetric fluxul statoric faţă de rotor (vezi fig 12) Această
metodă s-a dovedit a fi ineficientă motiv pentru care este foarte rar utilizată Cu cacirct
complexitatea soluţiei creşte cu atacirct preţul produsului finit este mai mare[L1]
13 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte
Icircn dorinţa de a atinge o toleranţă la defecte cacirct mai mare o altă abordare
este modificarea sistemului electric (adică al icircnfăşurărilor) al maşinilor Distribuţia
fazelor icircn căi de curent sau canale (de curent) respectiv creşterea numărului de faze
sunt soluţiile consacrate
Icircn maşinile cu magneţi permanenţi icircnfăşurările concentrate multifazate au
reprezentat un punct forte icircn studiul toleranţei la defecte
Fig 13 Utilizarea icircnfăşurărilor concentrate şi distribuţia fazelor pe căi de curent[V1]
Icircn domeniul motoarelor cu reluctanţă autocomutată (SRM) creşterea
numărului de faze respectiv distribuţia fiecăreia icircn canale icircnfăşurate pe poli distincţi a
permis creşterea consistentă a toleranţei la defecte
Fig 14 Sistem electric al unui SRM cu distribuţia unei faze pe 6 canele de curent
Icircn cazul apariţiei unui defect (vezi fig 14) maşina continuă să opereze
datorita independenţei fiecărui canal de curent atacirct din punct de vedere magnetic cacirct
şi electronic
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
3
12 Modificări ale geometriei maşinilor electrice tolerante la defecte
Geometria maşinilor clasice de-a lungul timpului a fost supusă proceselor
de optimizare pentru a atinge performanţe ridicate Modificările aduse acestora pentru
a obţine toleranţa la defecte crescută pot afecta icircn mod negativ performanţele
maşinii[T3] Pierderile sunt un aspect al studiului care necesită atenţie
deosebită[A1][R1] Modificări ale formelor polilor maşinii pot provoca creşterea sau
scăderea acestora
O altă modificare o reprezintă creşterea numărului de poli ai maşinii[R1]
Astfel se obţine o maşină tolerantă la defecte pe de o parte iar pe de altă parte
riplurile de cuplu sunt reduse consistent O asemenea maşină este prezentată icircn
Fig 11 controlată utilizacircnd tehnica ldquotwo phase onrdquo
Fig 11 Motor cu reluctanţă autocomutată cu număr crescut de poli[R1]
La motoarele care folosesc ca sursă de excitaţie magneţi permanenţi (MP)
nivelul de toleranţă la defecte este deja net superior structurilor pasive datorită
magneţilor ca sursa de energie existentă icircn maşină
Fig 12 Utilizarea barierelor de flux icircn motoare cu magneţi permanenţi[J1]
Plecacircnd de la structurile clasice de maşini cu MP pentru a creşte toleranţa
la defecte s-au studiat variante icircn care se aplicau bariere nemagnetice care icircn caz de
4
defect redistribuiau simetric fluxul statoric faţă de rotor (vezi fig 12) Această
metodă s-a dovedit a fi ineficientă motiv pentru care este foarte rar utilizată Cu cacirct
complexitatea soluţiei creşte cu atacirct preţul produsului finit este mai mare[L1]
13 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte
Icircn dorinţa de a atinge o toleranţă la defecte cacirct mai mare o altă abordare
este modificarea sistemului electric (adică al icircnfăşurărilor) al maşinilor Distribuţia
fazelor icircn căi de curent sau canale (de curent) respectiv creşterea numărului de faze
sunt soluţiile consacrate
Icircn maşinile cu magneţi permanenţi icircnfăşurările concentrate multifazate au
reprezentat un punct forte icircn studiul toleranţei la defecte
Fig 13 Utilizarea icircnfăşurărilor concentrate şi distribuţia fazelor pe căi de curent[V1]
Icircn domeniul motoarelor cu reluctanţă autocomutată (SRM) creşterea
numărului de faze respectiv distribuţia fiecăreia icircn canale icircnfăşurate pe poli distincţi a
permis creşterea consistentă a toleranţei la defecte
Fig 14 Sistem electric al unui SRM cu distribuţia unei faze pe 6 canele de curent
Icircn cazul apariţiei unui defect (vezi fig 14) maşina continuă să opereze
datorita independenţei fiecărui canal de curent atacirct din punct de vedere magnetic cacirct
şi electronic
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
4
defect redistribuiau simetric fluxul statoric faţă de rotor (vezi fig 12) Această
metodă s-a dovedit a fi ineficientă motiv pentru care este foarte rar utilizată Cu cacirct
complexitatea soluţiei creşte cu atacirct preţul produsului finit este mai mare[L1]
13 Modificări ale icircnfăşurărilor maşinilor electrice tolerante la defecte
Icircn dorinţa de a atinge o toleranţă la defecte cacirct mai mare o altă abordare
este modificarea sistemului electric (adică al icircnfăşurărilor) al maşinilor Distribuţia
fazelor icircn căi de curent sau canale (de curent) respectiv creşterea numărului de faze
sunt soluţiile consacrate
Icircn maşinile cu magneţi permanenţi icircnfăşurările concentrate multifazate au
reprezentat un punct forte icircn studiul toleranţei la defecte
Fig 13 Utilizarea icircnfăşurărilor concentrate şi distribuţia fazelor pe căi de curent[V1]
Icircn domeniul motoarelor cu reluctanţă autocomutată (SRM) creşterea
numărului de faze respectiv distribuţia fiecăreia icircn canale icircnfăşurate pe poli distincţi a
permis creşterea consistentă a toleranţei la defecte
Fig 14 Sistem electric al unui SRM cu distribuţia unei faze pe 6 canele de curent
Icircn cazul apariţiei unui defect (vezi fig 14) maşina continuă să opereze
datorita independenţei fiecărui canal de curent atacirct din punct de vedere magnetic cacirct
şi electronic
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
5
14 Dezvoltarea convertoarelor electronice tolerante la defecte
Pentru a obţine un control riguros al unei maşini electrice este necesar ca
aceasta să fie comandată şi alimentată printr-un convertor electronic[M2]
Există actualmente o sumedenie de structuri utilizabile pentru maşini
tolerante la defecte Icircn domeniul SRM acesta fiind substratul prezentei teze soluţia
consacrată este marcată de utilizarea punţilor H sau semi-H pentru braţele de
convertor aferente fiecărei faze (sau canal)
Fig 15 Convertor electronic pentru SRM tolerant la defecte
Icircn fig 15 se prezintă structura unui convertor cu 12 braţe utilizat pentru
comanda unui SRM tetra-fazat avacircnd fiecare fază compusă din 2 canale de curent (de
ex faza A este compusă din A1 şi A2) Icircn această combinaţie de maşină-convertor
toleranţa la defecte obţinută este foarte ridicată
15 Motorul cu reluctanţă autocomutată icircn conceptul toleranţei la defecte
Motoarele cu reluctanţă autocomutată sunt tot mai utilizate icircn domeniul
industrial date fiind aplicaţiile industriale pe scara largă care permit utilizarea ei pe
de o parte iar pe de altă parte datorită construcţiei simple şi preţului redus de
achiziţie
Un sistem complet de comandă a unui asemenea motor este prezentat icircn
fig 16
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
6
Fig 16 Sistem complet de comandă a unui SRM
Fiecare ansamblu al acestui sistem pot să fie modificate icircn aşa manieră
icircncacirct să se obţină o eficientizare consistentă a nivelului de operare icircn defect Acest
sistem trebuie sa fie capabil să observe şi să contrabalanseze efectul negativ al
eventualelor defecte apărute Pentru aceasta maşina convertorul respectiv partea de
comandă şi control trebuie să fie concepute corespunzător
16 Propunerea spre studiu a unui motor cu reluctanţă variabilă autocomutată
de construcţie modulară
Rezumacircnd conceptele prezentate pacircnă icircn momentul de faţă privind
toleranţa la defecte icircn maşini electrice s-a format o imagine privind necesităţile icircn
materie de modificări care trebuie aduse pentru ca o maşina electrică să poată opera
continuu indiferent de apariţia eventualelor defecte
Atenţia icircn cele ce urmează se icircndreaptă către maşina cu reluctanţă
autocomutată tolerantă la defecte Motivaţia cercetării este fondată pe simplitatea si
preţul scăzut al acestei maşini respectiv posibilitatea de a atinge cote ridicate de
toleranţă la defecte
Prezenta teză aduce aport studiului actual icircn domeniul SRM tolerant la
defecte propunacircnd spre cercetare o structură cu următoarele calităţi
- toleranţă la defecte crescută
- pierderi reduse datorita căilor de flux scurte
- separare magnetică a fiecărui canal de curent sau a fiecărei faze
- posibilitate depanării rapide icircn cazul defectelor de natura electrică fără a
fi nevoie decuplarea motorului de la sistemul de acţionat
- posibilitatea de compensare a defectului prin creşterea curenţilor pe
fazele rămase operaţionale
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
7
- simplitate icircn construcţie manufactură şi operare
Motorul cu reluctanţă autocomutată de construcţie modulară are statorul
compus din 8 module independente separate magnetic Fiecare modul are 2 poli iar icircn
jurul jugului se plasează cacircte o bobină Aşadar acest SRM are 16 poli statorici la care
corespund 14 poli rotorici Rotorul este unul pasiv clasic Maşina are 4 faze fiecare
distribuită icircn 2 canele de curent materializate prin cele 2 bobine plasate pe jugul
modulelor diametral opuse
Motorul este prezentat icircn fig 17 Se observa icircnchiderea fluxului prin poli
statorici şi rotorici adiacenţi respectiv posibilitatea de introducere (schimbare) a
modulelor statorice
a) b)
Fig 17 SRM modular (a) icircnchiderea căilor de flux şi (b) design 3D prezentacircnd manipularea modulelor
statorice
Avantajele net superioare ale structurii sunt marcate de manufactura
simplă si ieftină respectiv de fiabilitatea ei Operarea continuă icircn cazul defectelor este
asigurată de comanda individuală a fiecărei bobine a motorului icircn aşa fel icircncacirct
defectele să nu se propage de la o bobină la alta respectiv pierderea icircn materie de
viteză şi cuplu să fie minimă
17 Concluzii
Acest capitol introduce bazele studiului actual icircn materie de toleranţă la
defecte ale motoarelor electrice Sunt subliniate toate modificările esenţiale care se
ating atunci cacircnd este vorba despre trecerea unei maşini din variantă clasică icircn
varianta care poate opera continuu icircn pofida eventualelor defecte apărute
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
8
Icircn ultima parte se introduce şi se prezintă subiectul propus spre studiu icircn
prezenta teza acesta fiind un motor SRM de construcţie modulară Soluţia se pretează
a fi simplă ieftină avacircnd totodată o fiabilitate ridicată
Prezenta teză este structurată icircn 6 capitole după cum urmează
- Capitolul 1 prezintă stadiul actual al cercetării şi introduce noul motor
propus spre studiu
- Capitolul 2 prezintă partea de proiectare analiză de pierderi şi analiză
termica respectiv un algoritm de optimizare al structurii
- Capitolul 3 detaliază programele de simulat utilizate
- Capitolul 4 prezintă şi analizează rezultatele din simulări
- Capitolul 5 validează toate calculele şi simulările prin măsurători de
laborator
- Capitolul 6 icircncheie teza concluzionacircnd studiul şi prezentacircnd
contribuţiile personale ale autorului
Capitolul II ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Scopul prezentului capitol este de a detalia etapele de proiectare a acestui
motor proiectare care nu se icircnscrie icircn cele clasice existente deja icircn multe tratate de
specialitate datorită structurii deosebite
Icircn prima parte se detaliază partea de proiectare a geometriei maşinii
urmacircnd apoi un studiul al pierderilor bazat pe circuitul magnetic echivalent şi al
icircncălzirii motorului Se prezintă 2 metode (analitică şi bazată pe metoda curve
fitting) pentru determinarea cuplului electromagnetic
Icircn cea de a 2a parte se elaborează un program de optimizare bazat pe
algoritmul Hooke-Jeeves pentru determinarea structurii cu cel mai bun raport
cuplumasa
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
9
21 Dimensionarea statorului
Procesul de dimensionare a SRM modular icircncepe cu introducerea unor
valori impuse care vor caracteriza domeniul energetic icircn care maşina se plasează Ca
atare se impun tensiunea nominală (UN) curentul nominal (I) numărul de faze (m)
puterea nominală (P2N) icircntrefierul (g) inducţia maximă icircn icircntrefier icircn poziţie aliniată
(Bgmax) viteza nominală (nN) respectiv cuplul nominal (TN)
Avacircnd aceste date se poate face primul pas dimensionacircnd diametrul
mediu (fiind diametrul pacircnă la mijlocul icircntrefierului)
3
max2
2
11
60 Scr
gN
LR
sNg
AK
Bn
kQ
kQPD
(211)
unde QS şi QR sunt numărul de poli statorici şi rotorici Coeficienţii kσ şi kL descriu
fluxul de scăpări respectiv factorul de aspect al maşinii
Dimensionarea modulelor statorice tine de combinarea ecuaţiilor
trigonometrice cu cele care abordează circuite magnetice
Fig 21 Dimensiunile unui modul al SRM
Lăţimea preliminară a distanţierelor laterale este impusă să fie intre 15-20
de ori mai mare ca icircntrefierul din motive pur de izolare magnetică
glD 20 (212)
Lăţimea unui pol al modulului trebuie calculată funcţie de pasul polar icircn
aşa fel icircncacirct să se asigure suprapunerea minimă la icircnceputul perioadei de comutaţie a
polilor rotorici cu cei statorici Astfel lăţimea polului statoric este
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
10
SpS roundb 580 (213)
Deschiderea crestăturii modului se dimensionează geometric funcţie de
diametrul mediu de icircntrefier respectiv de unghiul uc pe care icircl descrie crestătura
rotorică
180
22 Cg
arcCS
ugD
roundL
(214)
Icircn acest moment se poate recalcula dimensiunea finală a distanţierelor
laterale
arcCSpSmD LbLl 2 (215)
Pentru a asigura o saturaţie consistentă la nivelul jugului fiecărui modul
care facilitează net stingerea curentului icircnălţimea acestuia a fost considerată 85 din
lăţimea polului statoric
pSjS broundh 850 (216)
22 Dimensionarea rotorului
Plecacircnd de la dimensiunile statorului se poate urma la dimensionarea
rotorului Lăţimea polilor rotorici este considerată egală cu cea a celor statorici
precum şi icircnălţimea jugului rotoric este egal cu cel al modulului statoric
Fig 22 Dimensiunile rotorului pentru SRM modular
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
11
Deschiderea crestăturii statorice este calculată funcţie de lungimea
arcului descris de crestătură respectiv de lăţimea polului rotoric
pRarcRcR bLroundb (221)
Icircnălţimea polului rotoric se calculează cu valoarea rotunjită a diferenţei
242ax
jRxg
pR
dh
gDroundh (222)
unde dax este diametrul axului maşinii
23 Dimensionarea bobinelor
Procedeul de dimensionare a bobinelor se bazează pe determinarea
lungimii circuitului magnetic parcurs de liniile de flux Aceasta lungime este compusă
din două elemente acestea fiind lungimea segmentului de icircntrefier respectiv de circuit
magnetic parcurse de liniile de cacircmp Corespunzător fiecărei zone se determină
funcţie de inducţie o valoare de cacircmp coercitiv si una de permeabilitate magnetică
Solenaţia rezultantă este calculată ca
ggrsFe lHllH (231)
unde se disting lungimile aferente fiecărei zone respectiv valorile de cacircmp
corespunzătoare
Numărul de spire se determină raportacircnd solenaţia calculată la curentul
nominal
IroundN f (232)
Avacircnd numărul de spire necesar şi avacircnd secţiunea stabilită se poate
determina icircnălţimea bobinei hbob care permite apoi determinarea finala a icircnălţimii
modulului statoric
jSbobm hhhh lim (233)
respectiv a diametrului exterior al motorului
bobmgM hhgDD 22 (234)
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
12
24 Calculul pierderilor
Determinarea pierderilor se face prin 2 metode urmacircnd apoi ca
rezultatele să fie comparate
1 Prima metodă este cea clasică bazată pe calculul pierderilor specifice
FejRjugRFepRpoliRFeR
FejSjugSFepSpoliSFeS
pGpGP
pGpGP
(241)
care apoi se icircnmulţesc cu greutatea fiecărei regiuni a maşinii Astfel se determină
pierderile icircn fier pe cale pur analitică
2 Cea de a 2a metoda se realizează prin determinarea icircn fiecare regiune
a circuitului magnetic a inducţiei din modelul FEM Aceste valori se introduc icircn
2max100
Bf
psvolP feFecore (242)
urmacircnd să fie adunate pentru a determina pierderile totale icircn fier
25 Calculul cuplului
Validarea rezultatelor obţinute pe cale analitică din breviarul de
proiectare trebuie realizate prin calculul cuplului pentru a certifica că maşina este
capabilă să atingă valoare de cuplu dorită
Acest calcul se face prin două metode
1 Metoda analitică prin care se determină cuplul dezvoltat de motor cu
ecuaţia
x
agfopunalv g
lDINNkT
42 02 (251)
icircn care se ţine cont de solenaţie şi de dimensiunile motorului respectiv de un
coeficient kunal care tine cont de inducţia icircn poziţie nealiniată
2 Determinarea cuplului prin integrarea coenergiei obţinută ridicacircnd
familia de caracteristici flux funcţie de curent si poziţie rotorică (vezi fig 23)
i
cf dii
T0
)(
(252)
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
13
0 1 2 3 4 5 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Flux
[Wb]
FEM Unaligned FluxFEM Semi-aligned FluxFEM Aligned FluxCF Aligned FluxCF Semi-aligned FluxCF Unaligned Flux
Fig 23 Caracteristicile de flux icircn funcţie de curent
Valorile rezultate din cele 2 calcule sunt foarte apropiate motiv pentru
care se validează breviarul pacircnă la acest pas
26 Analiza termică a motorului
Pentru determinarea creşterii de temperatura la operarea motorului
modular este necesară o analiză termica detaliată Pentru aceasta se consideră un
circuit termic ca cel din fig 24
34
6
5
9
a) limitele de frontieră pentru fiecare regiune a
modulului
b) circuitul termic echivalent
Fig 24 Modelul termic de analiză al SRM modular
Circuitul echivalent termic din fig 24b se reduce la o singură rezistenţă
termica notată cu RE Creşterea de temperatură totală se obţine consideracircnd numărul
de module al maşinii temperatura ambientului respectiv produsul dintre rezistenţa
termică şi pierderile din maşină
tenvironmenheatTEheat TPRT _8 (261)
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
14
27 Determinarea structurii optime utilizacircnd algoritmul Hooke-Jeeves
După stabilirea dimensiunilor din breviarul de calcul anterior prezentat
este important să se procedeze la optimizarea acestora icircn aşa măsură icircncacirct să se obţină
un raport cuplu pe masă cacirct mai bun Acest raport va deveni funcţia obiectiv aplicată
metodei de optimizare Pentru programul de calcul metoda consacrata a fost utilizarea
algoritmului Hooke-Jeeves modificat pentru aplicaţia dată[S8]
Icircn algoritm au fost introduse 5 variabile de optimizare Nsp la Dg bpS
bpR acestea fiind numărul de spire lungimea activă diametrul mediu şi lăţimea
polilor statorici şi rotorici Suplimentar s-a adăugat o limitare a temperaturii la 70oC
După rularea programului de optimizat s-a obţinut o structură cu
performanţe icircmbunătăţite după cum se poate observa icircn fig 25
0 10 20 30 40 50 60072
074
076
078
08
082
084
Effic
ienc
y
step number0 10 20 30 40 50 600
02
04
06
08
1
12T
m[N
mK
g]
step number
a) Evoluţia randamentului b) Evoluţia funcţiei obiectiv
Fig 25 Rezultatele procesului de optimizare
Dimensiunile obţinute pentru noua structură au fost relativ aproape de
cele obţinute din breviarul de calcul motiv pentru care icircn continuare teza s-a axat pe
studiul maşinii obţinute din breviarul analitic prezentat icircn acest capitol
28 Concluzii
Icircn cel de al doilea capitol se prezintă icircn detaliu icircntregul proces de
dimensionare al motorului modular Pentru validarea preliminară a structurii se
procedează la calculul pierderilor calculul cuplului dezvoltat respectiv un calcul
termic Capitolul se icircncheie cu prezentarea unui model de optimizare al motorului icircn
studiu avacircnd ca funcţie obiectiv determinarea valorii maxime de cuplu pe masa
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
15
Capitolul III ndash Proiectarea motorului modular cu reluctanţă autocomutată
Icircn acest capitol sunt prezentate icircn detaliu programele utilizate pentru
simularea motorului SRM modular S-au abordat diferite tipuri de programe două
bazate pe metoda elementului finit utilizacircnd software Flux 2D si Flux 3D respectiv s-
a construit un model icircn Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile de tensiune şi pe
caracteristici de flux şi cuplu funcţie de curent şi poziţie rotorică extrase din modelele
FEM Această ultimă metodă de analiză este foarte facilă oferind un timp foarte scurt
de calcul pentru regimuri de operare dinamice
31 Realizarea modelului Flux 2D
Pentru realizarea unor modele flexibile uşor de modificat s-a procedat
la implementarea unei serii de parametrii care caracterizează dimensiunile şi numărul
de poli ai maşinii Utilizacircnd aceşti parametrii s-au plasat icircn spaţiu puncte ulterior
unite cu linii formacircnd contururi icircnchise pentru a desena geometria maşinii Acestor
contururi s-au ataşat regiuni respectiv materialele utilizate ulterior icircn construcţia
maşinii Bobinelor de pe fiecare modul li s-au ataşat circuite electrice iar ca punct
final s-a aplicat o reţea de discretizare pentru a putea proceda la simularea modelului
(fig 31)
Fig 31 Modelul Flux 2D al motorului modular
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
16
Pentru a putea realiza simulări cacirct mai apropiate de comportamentul real
al motorului s-a abordat un cuplaj icircntre modelul FEM 2D şi programul Matlab-
Simulink facilitat de opţiunea Flux-To-Simulink Astfel sistemul maşină
electrică-convertor este simulat icircn icircntregime utilizacircnd control cu histerezis (fig 32)
to rque
te ta
curr BA1PL
curr BB1PL
curr BC1PL
crr BD1PL
curr BA2PL
curr BB2PL
curr BC2PL
crr BD2PL
gen
300
Vol tage
z
1
T orque
T eta
m od
Couplingwith Flux2d
Periode
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase4
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase3
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase2
Teta
C ur_PH 1
C ur_PH 1_2
C om and C 1
C om and C 2
C om and C 3
C om and C 4
Com and on phase1
Fig 32 Cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink
Unghiurile de comandă nivelul de curent maxim respectiv lăţimea benzii
de histereză au fost icircncărcate dintr-un fişier exterior
Avantajul acestei tehnici este precizia extrem de ridicată icircnsă
dezavantajul este timpul de calcul de ordinul zecilor de ore pentru un singur studiu de
caz
32 Realizarea modelului Flux 3D
Icircn domeniul de simulare 2D nu este posibil a se determina fluxul de
scăpări pe toate cele 3 direcţiile de propagare a acestuia Pentru aceasta s-a procedat
la realizarea unui al doilea model FEM de această dată unul 3D utilizacircnd aceleaşi
principii ca pentru varianta 2D adăugacircnd funcţii de extrudare (vezi fig 33)
Cunoscacircnd faptul ca modelele 3D sunt mai precise decacirct cele 2D s-au realizat calcule
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
17
pentru a determina atacirct fluxul de scăpări cacirct şi inducţia icircn fiecare regiune a motorului
urmacircnd a fi comparate cu cele calculate
Fig 33 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
FEM Analitic
Fluxul de scăpări 7110-5 Wb 6310-5 Wb
Inducţia icircn jugul statoric 181 T 155 T
Inducţia icircn icircntrefier 121 T 118 T
Inducţia icircn polul rotoric 125 T 115 T
Inducţia icircn polul statoric 120 T 117 T
Cuplul dezvoltat 569 Nm 537 NmTab 31 Modelul de analiză 3D a unui modul statoric cu polii rotorici aferenţi
După cum se vede icircn tab 31 valorile determinate prin simulări sunt
foarte aproape de cele determinate prin calcule analitice aceasta fiind o nouă etapă de
validare a modelului de proiectare al motorului modular
33 Realizarea modelului Matlab-Simulink pentru motorul modular
Dată fiind durata de ordinul zecilor de ore a simulărilor bazate pe metoda
elementului finit respectiv din pricina imposibilităţii simulării comportamentului
tranzitoriu al maşinii a fost necesară realizarea unui sistem complex de simulare
utilizacircnd un program Matlab-Simulink
Acesta se bazează pe ecuaţiile de tensiune a SRM respectiv pe două
familii de caracteristici extrase din modelele FEM 2D fiind variaţia cuplului şi a
fluxului funcţie de curent şi poziţia rotorică
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
18
Continuous
powergui
RezTorquemat
To File3
Speedmat
To File2
Torquemat
To File1
Scope1
v I
SPEEDCONTROLLER
Resistant torque
G
v 1
v 2
v 3
v 4
v 11
v 21
v 31
v 41
V+
V-
POWERCONVERTER
w
alf a
beta
sig
POSITION
v
TL
m1
MODULARSRM
-K-
36
4
300 V
ltw (rads)gt
ltI (A)gt
lte m)gt
ltteta (rad)gt
Fig 34 Programul Matlab-Simulink pentru studiul dinamic al maşinii modulare
Icircn fig 34 se prezintă modelul Simulink utilizat pentru studiul motorului
SRM modular Cele doua caracteristici sunt importate din fişiere exterioare icircn funcţii
de căutare Look Up Table din biblioteca Simulink Conlucrarea dintre aceste funcţii şi
ecuaţiile clasice de SRM descriu icircn totalitate operarea maşinii permiţacircnd studiul ei icircn
orice regim de operare Sistemul include un convertor electronic maşina electrică
modulară respectiv un sistem mecanic bazat tot pe ecuaţiile de mişcare ale SRM-ului
respectiv un sistem de detectare a poziţiei rotorice utilizat pentru calcului momentelor
de comandă a tranzistoarelor
Timpul de simulare pentru un studiu de caz este de ordinul minutelor
pentru acest program de simulare iar precizia de calcul este foarte apropiată de cea a
modelelor FEM Acesta este un avantaj consistent oferind posibilitatea multiplelor
studii de simulare a motorului modular
34 Concluzii
Icircn prezentul capitol se detaliază toate programele utilizate pentru
simularea motorului modular Icircn funcţie de necesităţi şi pentru a acoperi toate cazurile
de studiu posibile se realizează 3 categorii de modele de simulat Două bazate pe
metoda elementului finit şi anume un model 2D cuplat cu Matlab-Simulink şi unul
3D respectiv un program Matlab-Simulink bazat pe ecuaţiile SRM de tensiune şi pe
caracteristici de funcţionare extrase din programele FEM
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
19
Capitolul IV ndash Rezultatele simulărilor
Icircn acest capitol se prezintă toate rezultatele programelor de simulat
prezentate icircn capitolul 3 Icircn plus se prezintă un studiu comparativ icircntre motorul
modular cu 4 faze o variantă clasică de SRM cu 4 faze respectiv o structură de motor
modular cu 5 faze pentru a sublinia avantajele modularizării statorului Profitacircnd de
timpul de simulare foarte scurt al modelului Matlab-Simulink al maşinii se realizează
o serie consistentă de simulări icircn regim tranzitoriu (un set pentru viteză constantă şi
cuplu variabil respectiv un set pentru cuplu constant şi viteză variabilă)
Pentru toate programele de simulat s-au procedat la următoarele condiţii
de funcţionare
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Tot icircn acest capitol se include un studiu comparativ icircntre SRM modular
şi cel clasic tetra-fazat din punct de vedere al tensiunii electromotoare induse dintr-o
fază operaţională icircn celelalte respectiv se rulează o simulare care dovedeşte şi
funcţionalitatea structurii SRM modular obţinută prin procedeul de optimizare
prezentat icircn capitolul 2
41 Rezultatele simulării FEM 2D cuplat cu Matlab-Simulink
Simulările rulate utilizacircnd cuplajul dintre Flux2D şi Matlab-Simulink au
fost realizate la turaţia nominală de 600 rpm şi pentru un timp de studiu de 003 s
Defectele s-au studiat impunacircnd stare OFF pentru tranzistoarele bobinei considerate
icircntreruptă Icircn toate figurile prezentate se afişează două seturi de caracteristici de
curent una pentru primul grup de 4 bobine respectiv una pentru a al doilea grup de 4
bobine ale motorului (fiecare din cele 4 faze fiind compusă din cacircte 2 bobine
conectate independent la convertor)
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
20
Cuplul dezvoltat icircn caz normal de operare este considerat cuplul de
referinţă pentru toate cazurile de studiu
411 Rezultatele simulării SRM modular cu 4 faze
Icircn cazul normal de operare motorul modular are toate bobinele
operaţionale după cum se vede şi icircn fig 41 dezvoltacircnd un cuplu de 57 Nm foarte
aproape de 537 Nm calculat icircn breviarul de proiectare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A
]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 41 Caracteristicile de cuplu şi curent
Riplurile de cuplu sunt de aproximativ 18 Nm o valoare acceptabilă
pentru un SRM
Icircn cazul studiilor icircn defect lipsa curenţilor este manifestată prin scăderea
cuplului corespunzător perioadei de conducţie a bobineifazei defecte (vezi fig 41b)
S-a demonstrat prin acest studiu faptul că există o relaţie stracircnsă icircntre
procentul de bobine funcţionale şi procentul de cuplu dezvoltat de motor
Icircn cazul cel mai sever de defect cacircnd 4 bobine sunt icircntrerupte maşina
este capabilă să dezvolte 50 din cuplul nominal Icircn cazul unei faze icircntrerupte
riplurile de cuplu cresc consistent icircnsă maşina este capabilă să continue operarea şi să
dezvolte cca 75 din cuplul nominal
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
21
412 Rezultatele simulării SRM clasic cu 4 faze
La operare icircn regim normal toţi curenţii sunt activi fiecare bobină
producacircnd facilitacircnd producere de cuplu electromagnetic Datorită numărului mai mic
de poli statorici şi rotorici numărul de pulsuri de cuplu este mai redus
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 42 Caracteristicile de cuplu şi curent
Se observă icircn cazul operării icircn defect că datorită lipsei curentului aferent
bobinelor defecte produce o scădere a cuplului dezvoltat insă maşina continuă sa
opereze la un cuplu mediu net redus
413 Rezultatele simulării SRM modular cu 5 faze
Asemenea prezentărilor anterioare s-au făcut simulări şi pentru cea de a
3a structură un SRM modular penta-fazat Datorită numărului mai mare de poli ai
maşinii pulsurile de cuplu şi curenţi sunt net superioare variantelor anterioare
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
a) icircn regim normal de operare a) icircn regim normal de două bobine defecte
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
22
Icircn regim normal fig 43a maşina este capabilă să dezvolte un cuplu
mediu de 55 Nm aproape de cel considerat nominal pentru toate cazurile La apariţia
defectului se observă (fig 43b) că apar ripluri de cuplu datorită lipsei curenţilor pe
bobinele defecte Este important de menţionat că cu cacirct numărul de faze al maşinii
este mai mare cu atacirct cuplul mediu dezvoltat icircn defecte este mai mare
42 Rezultatele simulării utilizacircnd modelul Matlab-Simulink al
motorului modular
Datorită faptului că maşina este proiectată icircn aşa manieră icircncacirct sa
servească operare icircn defect cu curenţi de fază crescuţi şi profitacircnd de flexibilitatea
sistemului Matlab-Simulink s-au făcut studii care demonstrează importanţa creşterii
curentului pe fazele rămase operaţionale icircn cazul apariţiei defectului S-au impus
diferite profiluri de viteza şi cuplu pe care maşina a trebuit sa le urmărească icircn toate
condiţiile de operare
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 43 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 102468
t [s]
I [A
]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 10
200400600
t [s]
n [r
pm]
0 01 02 03 04 05 06 07 08 09 1051015
t [s]
T [N
m]
Fig 44 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim de defect a 2 dintre bobine
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
23
Maşina este capabilă sa urmărească foarte precis profilurile impuse de
turaţie şi cuplu atacirct icircn regim de normal (fig 43) cacirct şi după apariţia diferitelor defecte
(fig 44) Aceste teste au relevat faptul că maşina răspunde corespunzător la toate
posibilităţile de regim tranzitoriu si că este capabilă să continue operare icircn pofida
multiplelor defecte ce pot să apară
43 Rezultatele simulării FEM a structurii optimizate
Pentru a valida varianta de motor modular obţinută utilizacircnd procesul de
optimizare prezentat icircn capitolul 2 a fost necesară rularea simulării icircn regim normal a
acestei structuri
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 45 Caracteristicile de cuplu şi curent la operare icircn regim normal a structurii optimizate
Se observă că deşi varianta aceasta s-a dovedit a fi optimă riplurile de
cuplu sunt superioare variantei obţinute iniţial din breviarul de proiectare Acesta este
un motiv icircn plus pentru care studiu s-a pretat a fi derulat icircn jurul variantei iniţiale şi nu
a celei optimizate Cuplul dezvoltat icircn simulare atinge valoarea de 537 Nm foarte
aproape de cea calculată analitic
44 Concluzii
Rezultatele simulărilor prezentate icircn acest capitol fac dovada faptului că
motorul modular are o serie de avantaje net superioare variantei clasice de SRM
respectiv demonstrează că breviarul de proiectare este realizat corect şi poate fi
utilizat pentru orice structură de motor modular indiferent de numărul de faze
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
24
Valorile de cuplu dezvoltat icircn toate cazurile de operare ating
performanţele dorite
Cuplu dezvoltat[Nmiddotm] şi procentual din cuplul nominal Motor
Condiţie de operareSRM modular cu 4 faze SRM clasic cu 4 faze SRM modular cu 5 faze
Normal 57 (100) 56 (100) 55 (100)
O bobină defectă 495 (86) 46 (83) 49 (90)
Două bobine defecte 423 (74) 375 (67) 434 (79)
Trei bobine defecte 355 (62) 267 (48) 38 (69)
Patru bobine defecte 285 (50) 185 (33) 33 (59)
Cinci bobine defecte ndash ndash 27 (50)
O faza defectă 425 (75) 4 (72) 44 (80)
Tab 41 Valorile de cuplu dezvoltate de motoare Caz comparativ
Din tabelul 41 se poate observa beneficiul utilizării motorului modular
icircn pofida celui clasic acesta din urmă fiind capabil să dezvolte cuplu la o valoare
inferioară celui modular Mai mult motorul modular este capabil să continue operarea
şi să atingă performanţe superioare altor motoare icircn ceea ce priveşte operarea icircn
diferite condiţii de defect
Capitolul V ndash Măsurători experimentale
Icircn acest capitol se prezintă construcţia modelului de laborator a
motorului modular respectiv o serie de măsurători experimentale şi rezultatele
acestora Măsurătorile care se realizează sunt pe de o parte măsurători statice pentru
determinarea cuplului dezvoltat respectiv pentru ridicarea caracteristicilor de flux icircn
funcţie de curent şi poziţia rotorului şi măsurători dinamice icircn care motorul este
controlat prin intermediul unui convertor electronic şi a unui sistem dSPACE pentru a
analiza comportamentul real al acestuia
Utilizacircnd o procedură hibridă curenţii achiziţionaţi din sistemul de
măsură se impun icircn modelul FEM 2D al maşinii pentru a ridica caracteristicile de
cuplu instantaneu icircn toate cazurile de funcţionare
51 Construcţia motorului modular tetra-fazat
Realizarea fizică a motorului pentru testele de laborator se face pe baza
dimensiunilor calculate icircn etapa de proiectare detaliată icircn capitolul 2 Fiecare modul
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
25
este obţinut dintr-un număr de 100 de tole ştanţate din tablă electrotehnică din
material M335-50A asemenea materialului folosit icircn simulări
După fixarea tolelor icircn pachete se procedează la icircnfăşurarea spirelor icircn
jurul jugurilor realizacircnd astfel cele 8 bobine ale motorului (vezi fig 51)
Fig 51 Modul statoric cu icircnfăşurarea aferentă
După ce toate modulele sunt realizate pasul următor este decuparea din
material solid a rotorului căruia i se adaugă axul şi ulterior lagărele de rulare (vezi
fig 52)
Fig 52 Rotorul pasiv al motorului modular
Pasul următor este reprezentat de fixarea modulelor icircn scuturile laterale
(vezi fig 53) Dat fiind scopul modelului de laborator al motorului anume de a
dovedi funcţionalitatea acestuia scuturile nu sunt prevăzute cu posibilitate de
extracţie a modulelor
După ce scuturile au fost icircnchise pe axul maşinii se plasează un encoder
utilizat pentru citirea poziţiei rotorului respectiv se fixează conectori la care sunt
scoase firele bobinelor urmacircnd a fi conectate la convertor prin cordoane electrice
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
26
Fig 53 Amplasarea modulelor icircn scutul lateral al maşinii
Fig 54 Varianta finală a motorului
52 Măsurarea statică a cuplului electromagnetic
Prima icircncercare de laborator din cadrul celor statice este determinarea
statică cuplului electromagnetic bazată pe principiul braţului forţei Calculul este
bazat pe următoarea formulă
gTarm gmlT (521)
unde larm lungimea braţului forţei mT este masa atacircrnată de braţ iar gg este
acceleraţia gravitaţională
Sistemul de măsurare este cel prezentat icircn fig 55
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
27
Fig 55 Sistemul de măsurare statică al cuplului electromagnetic
Cuplul măsurat cu această metodă a fost 539 Nm foarte aproape de cea calculată icircn
capitolul 2 (537 Nm)
53 Ridicarea caracteristicilor statice a SRM modular
Prin această metodă se ridică familia de caracteristici flux magnetic
funcţie de curent şi poziţie Icircn fig 56se prezintă schema de măsurare utilizată pentru
realizarea acestor măsurători statice
Fig 56 Schema de măsurare pentru ridicarea caracteristicilor statice
Utilizacircnd această metodă se determină pentru un număr de curenţi
inductivitatea icircnfăşurării icircn fiecare poziţie din aliniat pacircnă icircn nealiniat Astfel
produsul dintre inductivitatea determinată şi curentul la care s-a făcut măsurarea va da
fluxul magnetic icircn acea poziţie
mIL (531)
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
FEM
Cal
cula
ted
Flux
[Wb]
0 2 4 60
002
004
006
008
01
012
014
016
018
02
I [A]
Mea
sure
d Fl
ux [W
b]
Fig 57 Comparaţia icircntre fluxul determinat din analiză FEM respectiv din măsurători
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
28
Analizacircnd cele două grafice prezentate icircn fig 57 se poate observa că
sunt foarte asemănătoare Ca atare se poate considera că modelul de laborator al
maşinii este foarte aproape ca şi comportament de cel proiectat şi simulat
54 Realizarea standului experimental pentru măsurători dinamice
Pentru a putea comanda motorul modular asemenea icircncercărilor din
simulări este important a se realiza un stand complex care conţine
-motorul modular SRM şi encoder-ul ataşat tip Siemens 1XP8001-1
(1024)
-un convertor cu 4 faze realizat special pentru această aplicaţie
-un computer PC cu Matlab-Simulink si SystemDesk utilizat pentru
compilarea programelor pentru dSPACE 1104
-un sistem de 4 senzori de curent utilizaţi pentru achiziţia curenţilor
-o sursă de cc pentru alimentarea encoder-ului
-un traductor de cuplu tip Leroy Somer ModMeca 3
-un traductor de viteză stroboscopic
-un motor de inducţie utilizat pentru fracircnă alimentat printr-un
autotransformator trifazat
Fig 58 Standul experimental cu toate elementele amintite
Sistemul DSPACE este utilizat atacirct pentru comanda convertorului cacirct şi
pentru achiziţia curenţilor Icircn platforma DSPACE se icircncarcă un program Matlab-
Simulink (vezi fig59) Aceasta va calcula comanda tranzistoarelor convertorului
funcţie de curentul măsurat de senzori şi de poziţia citită de la encoder
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
29
DS1104ADC_C1
DS1104ADC_C2
DS1104ADC_C3
DS1104ADC_C4
Iref
i_ref1
ADC
ADC
ADC
ENCODER
TETA
RTI Data
Teta
Cur_PH_1
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph4
Teta
Cur_PH3
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph3
Teta
Cur_PH_2
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph2
Teta
Cur_PH4
Iref
Comand C1
Comand C2
Ph1
mod
I4b
I4a
I3b
I3a
I2b
I2a
I1b
I1a
boolean
Data Type Conversion7
boolean
Data Type Conversion6
boolean
Data Type Conversion5
boolean
Data Type Conversion4
boolean
Data Type Conversion3
boolean
Data Type Conversion2
boolean
Data Type Conversion1
boolean
Data Type Conversion
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C7
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C6
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C5
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C4
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C3
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C2
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C1
MASTER BIT OUT
DS1104BIT_OUT_C0
ADC
DS1104ADC_C8
ADC
DS1104ADC_C7
ADC
DS1104ADC_C6
ADC
DS1104ADC_C5
Period
ADC
Fig 59 Schema Simulink pentru comanda DSPACE
Icircn timpul icircncercărilor maşina de inducţie este alimentată la curenţi
reduşi pentru a produce cuplu rezistent motorului modular
Fig 510 Schema bloc a sistemului de estimare de cuplu
Datorită faptului că traductorul de cuplu utilizat nu este echipat cu un
sistem de citire a cuplului instantaneu a fost nevoie utilizare unui artificiu pentru a
oscilografia această caracteristică S-a procedat la un sistem hibrid Acesta constă icircn
utilizarea curenţilor achiziţionaţi din măsurări pentru a fi impuşi icircn modelul FEM 2D
al maşinii Astfel este obţinut răspunsul de cuplu instantaneu produs de curenţii
măsuraţi impuşi să circule prin bobinele modelului FEM
55 Rezultatele măsurătorilor experimentale
Pentru ca studiul practic să fie comparabil cu cel teoretic cazurile de
icircncercări de laborator au fost aceleaşi cu cele simulate şi anume
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
30
a) cazul normal (complet funcţional)
b) o bobină icircntreruptă
c) două bobine icircntrerupte
d) trei bobine icircntrerupte
e) patru bobine icircntrerupte
f) o fază icircntreruptă
Pentru experimentele de laborator viteza a fost considerată cea nominală
de 600 rpm respectiv curentul de funcţionare a fost cel nominal de 6A
Icircn cele ce urmează se prezintă cazul de funcţionare normală respectiv cel
de funcţionare cu două bobine defecte Pentru ambele cazuri se vor prezenta curenţii
achiziţionaţi din sistemul DSPACE respectiv cuplul estimat şi cuplul măsurat de
traductorul utilizat
551 Regimul normal de funcţionare
Icircn acest caz toate cele 8 bobine ale motorului sunt operaţionale
Caracteristicile de curent măsurate sunt prezentate icircn fig 511
Fig 511 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul DSPACE (regim de operare normal)
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
31
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 512 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instanteu
După cum se poate vedea icircn fig 511 curenţii din cele 8 bobine ale
motorului (afişate separat icircn partea stacircngă a imaginii respectiv suprapuse icircn partea
dreaptă) sunt foarte asemănătoare cu cele obţinute din simulările FEM Cuplul
instantaneu obţinut din sistemul hibrid de estimare atinge aceleaşi valori ca şi cele
obţinute prin simulări ca atare motorul ca model de laborator atinge performanţele
dorite
Fig 513 Semnalele de curent achiziţionate din sistemul dSPACE
(regim de operare cu două bobine defecte)
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
32
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
T [N
m]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]I [
A]
0 0005 001 0015 002 0025 00302468
t [s]
I [A]
Fig 514 Curenţii şi cuplul obţinuţi din procesul de estimare a cuplului instantaneu
Icircn cazul icircn care maşina operează cu două defecte se poate observa că
aferent bobinelor nefuncţionale cuplul prezintă o scădere rezultat asemenea celui
obţinut din simulări (vezi fig 514 şi 515)
56 Concluzii
Icircn acest capitol se prezintă icircn detaliu toate etapele de realizare a
motorului ca model de laborator respectiv a standurilor de icircncercări Măsurătorile
statice sunt dovada faptului că maşina atinge performanţele dorite ca atare se
validează icircn totalitate breviarul de proiectare şi rezultatele din simulările pe calculator
Cuplul dezvoltat[Nmiddotm] şi eroarea relativă dintrevalori
Regim de operareRezultate din
simulăriRezultatemăsurate
Eroarerelativă
Normal 57 535 61
O bobină defectă 495 468 54
Două bobine defecte 423 405 42
Trei bobine defecte 355 332 64
Patru bobine defecte 285 265 7
O fază defectă 425 4 58
Tab 51 Tabel comparativ al valorilor obţinute din simulări cu cele obţinute din măsurători
Pentru toate cazurile de studiu rezultatele au fost catalogate icircn tab 51
După cum se poate observa maşina este capabilă icircn toate regimurile de operare să
urmărească foarte aproape rezultatele simulate Ca atare putem afirma că studiul este
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
33
bine realizat iar rezultatele măsurătorilor confirmă şi susţin corectitudinea calculelor
de proiectare simulare respectiv metodologia de testare a motorului modular
Capitolul VI ndash Concluzii
Prezenta teză este structurată icircn şase capitole Primul reprezintă un studiu
de sinteză al stadiului actual al cercetării icircn domeniul maşinilor electrice tolerante la
defecte Se subliniază o sumedenie de citaţii din literatura de specialitate care aduc
dovada că studiile icircn acest domeniu sunt de certă actualitate Această teză vine icircn
completarea studiilor existente propunacircnd o structură deosebită de motor modular cu
reluctanţă comutată
Proiectarea unui asemenea motor a reprezentat o provocare studiu
detaliat icircn cel de al doilea capitol Breviarul care permite proiectarea riguroasă a
oricărui asemenea motor indiferent de numărul de faze a fost realizat prin stabilirea
unor formule noi respectiv adaptarea celor existente la noua structură Primele
verificări ale acestui breviar sunt realizate prin intermediul calculului inducţiilor prin
circuitul magnetic echivalent al maşinii respectiv prin determinarea pierderilor şi a
calculului termic
Utilizacircnd un program de optimizare bazat pe metoda Hooke-Jeeves s-a
căutat s-ă se stabilească acele dimensiuni ale maşinii pentru care densitatea de cuplu
dezvoltat de aceasta este maxim
Breviarul de proiectare al motorului respectiv comportamentul acestuia
icircn operare atacirct icircn regim normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect au fost toate
validate atacirct de rezultatele din simulări cacirct şi prin măsurători experimentale
Simulările numerice au fost realizate utilizacircnd programele Cedrat Flux
2D şi Flux 3D bazate pe metoda elementului finit Pentru a avea simulări ale căror
rezultate să fie cacirct mai aproape cele care s-ar obţine icircn măsurători de laborator Flux
2D s-a cuplat cu Matlab-Simulink simulacircnd astfel icircntregul sistem convertor-maşină
Un al doilea mediu de simulare utilizat a fost abordat prin construirea
unui model Matlab-Simulink al maşinii care era bazat pe conlucrarea dintre ecuaţiile
de tensiune ale motorului respectiv caracteristici de cuplu si flux magnetic extrase din
modelul FEM Astfel s-a obţinut un sistem de simulare cu precizie comparabilă cu a
celor FEM dar cu timp de calcul extrem de scurt (de ordinul minutelor) comparat cu
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
34
cel al programelor FEM (de ordinul zecilor de ore) Şi icircn acest caz s-a simulat
sistemul complet convertor-maşină
Studiile de operare icircn regimurile de defect au fost realizate prin
icircntreruperea circuitelor diferitelor bobine sau chiar a icircntregii faze
Pentru măsurătorile de laborator s-a construit un model experimental al
motorului modular Uzacircnd de acesta s-au realizat măsurători statice de determinare a
cuplului electromagnetic respectiv variaţiei fluxului funcţie de curent şi poziţia
rotorică Aceste rezultate experimentale au fost prima dovadă că motorul modular
atinge performanţele dorite
Operarea icircn regim de motor a fost realizată prin utilizarea unui sistem
DSPACE de control a curenţilor icircn buclă icircnchisă Toate rezultatele măsurătorilor au
validat icircn totalitate simulările şi calculele analitice
Date fiind studiile dezvoltate icircn această teză se pot trage următoarele
concluzii finale
- modelul modular de maşină are o serie de avantaje net demonstrate
comparat cu varianta clasica
- icircnfăşurările sunt mai uşor de realizat respectiv depanarea este facilitată
faţă de variantele clasice
- pierderile sunt reduse datorită căilor de flux scurte comparat cu căile
de flux diametrale ale structurilor obişnuite
- breviarul de calcul este flexibil putacircnd fi utilizat pentru orice asemenea
structură fără a necesita ajustări suplimentare icircn cazul modificării numărului de faze
deci implicit a numărului de module
- programele FEM fiind construite parametrizat şi utilizacircnd ecuaţii ce
descriu compoziţia geometrică acestea pot fi extrapolate la orice variantă de
asemenea maşină indiferent de dimensiuni sau număr de module
- studiile teoretice utilizacircnd Flux 3D au dovedit că structura concentrează
suficient de bine cacircmpul astfel icircncacirct scăpările să fie reduse
- izolarea magnetică dintre module fost demonstrată ca fiind extrem de
importantă astfel ca icircn module adiacente tensiunea electromotoare indusă de faza
operaţională este neglijabilă
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
35
- toate studiile teoretice au fost validate de modelul de laborator al
motorului care totodată a dovedit simplitate icircn procesul de realizare a motorului
- s-a demonstrat că subiectul tezei este de actualitate iar că impactului
unui asemenea motor icircn aplicaţii care cer o fiabilitate ridicată este unul extrem de
consistent
Contribuţiile personale ale autorului icircn această teză sunt
1 Realizarea unui SRM modular prin modificarea poziţiei icircnfăşurărilor icircn aşa
manieră icircncacirct să se obţină o independenţă atacirct magnetică cacirct şi electrică icircntre
acestea
2 Breviarul de proiectare al SRM modular utilizabil pentru toată familia de
asemenea structuri
3 Utilizarea algoritmului Hooke-Jeeves pentru obţinerea unei structuri optimale
cu densitate de cuplu maximă
4 Utilizarea procesului de creştere a curenţilor de fază la operare icircn defect pentru
compensarea acestuia
5 Pregătirea programelor de simulat Flux 2D şi 3D respectiv Matlab-Simulink
construite parametrizat pentru a oferi flexibilitate spre alte variante de
asemenea structuri
6 Studiu comparativ icircntre motorul modular cu 4 faze respectiv unul clasic cu 4
faze şi unul modular cu 5 faze pentru a demonstra importanţa modularizării
statorului maşinii
7 Studiul comparativ al tensiunii electromotoare induse icircn diferite structuri de
SRM (modular şi clasic)
8 Găsirea relaţiei care descrie legătura icircntre severitatea defectului şi rezerva de
cuplu pe care motorul o poate dezvolta
9 Construcţia modelului de laborator şi a diferitelor standuri de icircncercări pentru
a valida studiile teoretice
10 Estimarea cuplului instantaneu bazat pe un program FEM şi pe curenţii
măsuraţi
11 Studiul teoretic şi experimental al comportamentului maşinii atacirct icircn regim
normal cacirct şi icircn diferite regimuri de defect
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
36
Bibliografie selectivă
[A1] Atkinson GJ Mecrow BC Jack AG Atkinson DJ The Design ofFault Tolerant Machines for Aerospace ApplicationsProceedings of the IEEE International Conference on ElectricMachines and Drives 2005 pp 1863-1869
[A2] Andre M Marques AJ Fault tolerant operating strategies applied totree phase induction motor drives IEEE Transactions onIndustrial Electronics Vol 53 No 6 December 2006
[A3] Anwar M Hussain I Radun A A Comprehensive DesignMethodology for Switched Reluctance Machines IEEETransactions on Industry Applications Vol 35 No 6NovemberDecember 2001
[A4] Agarlita S C Linear Permanent Magnet Oscillatory Machineand itsControl PhD thesis Polytechnic University of TimisoaraRomania
[B1] Bradley A Robert E Fault tolerant electrical machine Patentno 5929249 1998
[B3] Biroacute K Viorel I A Szaboacute L Henneberger G Maşini electricespeciale Editura Mediamira Cluj 2005 ISBN 973-713-055-3
[B5] Boldea I Tutelea LN Electric Machines Steady State Transientsand Design with MATLAB CRC Press Boca Raton 2009ISBN 1-4200-5572-0
[C1] Carter WC A Time for Reflection Proceedings of the 12th IEEEInternational Symposium on Fault Tolerant Computing(FTCS-I2) June 1992 pp 41
[C6] Cathey JJ Electrical machines ndash Analysis and design applyingMATLAB Electrical Engineering Series McGraw HillInternational Singapore 2001 ISBN 0-07-118970-X
[D1] Delbert T Fault tolerant linear actuator Patent no 0168084 2005[D2] David E Atsuo J Fault tolerant electro-mechanical actuator having
motor armatures to drive a ram and having an armaturerelease mechanism Patent no 7190096 B2 2007
[E1] Ertugrul N LabVIEW for Electric Circuits Machines Drives andLaboratories Prentice Hall PTR 2002
[F1] Fodorean D Ruba M Szaboacute L Miraoui A Comparison of theMain Types of Fault-Tolerant Electrical Drives used inAutomobile Applications Proc of SPEEDAM 2008 Ischia(Italy) 2008 pp 895-900 on CD TD_282pdf ISBN 978-1-4244-1664-6
[G3] Gerald B Stephen R Stephens M Fault management for a switchedreluctance motor Patent No4869089 1990
[H2] Hassan M Switched reluctance machine having unbalancecompensation coils Patent NO5422525 1994
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
37
[H4] Henneberger G and Viorel IA bdquoVariable reluctance electricalmachines Shaker Verlag Aachen (Germany) 2001
[H7] Husain I Minimisation of Torque Ripples in SRM Drives IEEETransactions on Industrial Electronics vol 49 no1 Ian2002 pp28-39
[I1] Iancu V Popa DC Szaboacute L Ruba M Trifu M Comparative Studyon Linear Transverse Flux Reluctance Machine OradeaUniversity Annals Electrotechnical Fascicle ElectricalEngineering Session 2006 pp 136-139
[I2] Ichinokura O Kikuchi T Nakamura K Watanabe T Hai-Jiao GuoDynamic simulation model of switched reluctancegenerator IEEE Transactions on Magnetics vol 39 no 5(Sept 2003) pp 3253-3255
[J1] James S Gregory J Abdul B Synchronous machine fault tolerantarrangement Patent no 6504281 2000
[K1] Krautstrunk A Mutschler P Remedial Strategy for a PermanentMagnet Synchronous Motor Drive Proceedings of the 8th
European Conference on Power Electronics and Applications(EPE 99) Lausanne Switzerland 1999
[K3] Krishnan R Park S-Y Ha K Theory and operation of a four quadrantswitched reluctance motor drive with a single controllableswitch- the lowest cost four quadrant brushless motor driveConference Record of the 2004 IEEE Industry ApplicationsConference (39th IAS Annual Meeting) vol 3 pp 1610-1617
[L1] Laprie JC Dependability Basic Concepts and Terminology Springer-Verlag Vienna 1992
[L2] Leonhard W Control of electrical drives Springer Verlag Berlin2001
[M2] Miller TJE Electronic Control of Switched Reluctance MachinesReed Educational and Professional Publishing Ltd 2001
[M3] Mavier J Frederic R Hubert P Reconfigurable voltage inverter withtolerance to failures Patent No 20070086226 A1 2007
[M5] Muntean N Convertoare statice Editura Politehnica Timişoara 1998ISBN 973-9389-12-0 271
[R1] Ruba M Anders M Fault Tolerant Switched Reluctance MachineStudy Proceedings of the International Conference on PowerElectronics Intelligent Motion and Power Quality(PCIM 2008) Nuumlrnberg (Germany) 2008 on CD S2d-3pdf
[R2] Ruba M Szaboacute L Strete Larisa Viorel IA Study on Fault TolerantSwitched Reluctance Machines Proceedings of the 18thInternational Conference on Electrical Machines(ICEM 2008) Vilamoura (Portugal) on CDFullpaper_comm_id01200pdf
[R9] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L bdquoModular Fault Tolerant SwitchedReluctance Machine Design and Dynamic SimulationsProceedings of the 12th International Conference onOptimization of Electrical and Electronic Equipment(OPTIM 2010) Moieciu 2010 pp 441-446
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
38
[R10] Ruba M Benţia Ioana Szaboacute L Novel Modular Fault TolerantSwitched Reluctance Machine for Reliable FactoryAutomation Systems Proceedings of the 2010 IEEEInternational Conference on Automation Quality and TestingRobotics (AQTR 2010) THETA 17 Cluj Romania 2010Tome III pp 47-52
[R13] Ruba M Szabo L Fault Tolerant Switched Reluctance MachinesComparative Study Proceedings of 3rd InternationalSymposium on Electrical Engineering and Energy Converters(ELS 2009) Suceava (Romania) September 2009 pp 75-80
[R14] Ruba M Szaboacute L Fault Tolerant Electrical Machines State of theArt and Future Directions Journal of Computer Science andControl Systems Oradea 2008 pp 202-207
[S1] Speed R Wallace AK Remedial Strategies for Brushless DC DriveFailures IEEE Transactions on Industry Applicationsvol 26 no 2 1990 pp 259-266
[S4] Soares F Costa B PJ Simulation of a 64 Switched ReluctanceMotor Based on MatlabSimulink Environment IEEETransactions on Aerospace and Electronic Systems vol 37no 3 (July 2001) pp 989-1009
[S8] Soran I F Viorel IA Chişu I Torque harmonics content at startand low speed operation of switched reluctance motor ProcICEM 2000 Helsinki Finland Vol4 pp1961-1964
[S12] Szaboacute L Ruba M On Fault Tolerance Increase of SwitchedReluctance Machines Proceedings of the IEEE Region 8EUROCON Conference (EUROCON 2009) St Petersburg(Rusia) 2009 pp 734 739
[S14] Szaboacute L Viorel IA Ruba M Popa DC Comparative Study onDifferent Variable Reluctance Linear Machine Structures(WithWithout Permanent Magnets) Proceedings of the SixthInternational Symposium on Linear Drives for IndustrialApplications (LDIA 2007) Lille (Franţa) pe CD 173pdf
[T1] Tu X Dessaint LA Fallati N Kelper B Modeling and Real TimeSimulation of Internal Faults in Synchronous Generators WithParallel Connected Windings IEEE Transactions onIndustrial Electronics vol 54 no 3 June 2007 pp 1400-1409
[T2] Thomas M Fault tolerant switched reluctance machine Patent no4896088 1989
[T4] Tutelea L Boldea I Optimal design of residential brushless dcpermanent magnet motors with FEM validation InternationalAegean Conference on Electrical Machines and PowerElectronics 2007 ACEMP 07 Bodrum (Turcia)
[V1] Vido L Amara YE Hoang M Gabsi F Chabot M Lecrivain ADesign and Comparison of Concentrated Windings andDistributed Windings Interior PM Machines for a HybridVehicle Application Proceedings of the InternationalConference on Electrical Machines (ICEM 2004) 2004
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001
39
[V2] Viorel IA Strete Larisa Soran IF Analytical flux linkage model ofswitched reluctance motor Revue Roumaine des SciencesTechniques ndash Serie Eacutelectrotechnique et Eacutenergeacutetique vol 54no 2 pp 139-146 2009
[V4] Viorel IA Henneberger G Blissenbach R Lowenstein LTransverse flux machines ndash Their behavior design controland applications Mediamira Cluj-Napoca 2003
[V5] Viorel IA Ciorba R Maşini electrice icircn sisteme de acţionareelectrică Editura UTPRESS Cluj 2002
[V6] Viorel IA Fodorean D Jurca F Maşini electrice speciale -AplicaţiiEditura Mediamira Cluj 2007
[Y1] Yeadon WH Yeadon AW Handbook of Small Electric MotorsMcGraw-Hill 2001