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