Lucrarea de Licienta-panzaru Final-libre

8/10/2019 Lucrarea de Licienta-panzaru Final-libre

http://slidepdf.com/reader/full/lucrarea-de-licienta-panzaru-final-libre 1/102

UNIVERSITATEA MARITIMĂ CONSTANŢAFACULTATEA ELECTROMECANICĂ NAVALA

SPECIALIZAREA SISTEME ELECTRICE

PROIECTAREA MOTORULUI

SINCRON FOLOSIT ÎN ACŢIONAREA

ELECTRICĂ A UNUI PROPULSOR

Coordonator tiinţific:Conf. Univ. dr. ing. Violeta Ciucur

Absolvent:

Pînzaru Adrian

- 2010 -



3

3.6.4. Secţiunea unei bare de amortizare ............................................................................. 373.6.5. Diametrul barei de amortizare ................................................................................... 373.6.6. Secţiunea transversală a inelului de scurtcircuitare ................................................... 37

3.7. Parametrii înf ăurării indusului în regim staţionar ................................................................. 37

3.8. Caracteristicile magnetice i solenatia de excitaţie la sarcină nominală ................................ 43

3.8.1. Tensiunile magnetice i tensiunea magnetomotoare la te.m. nominală ....................433.8.2. Construcția caracteristicilor magnetice și determinarea solenației de excitațienominala........................................................................................................................................... 47

A. Caracteristicile magnetice ale mainii sincrone

B. Solenaţia de excitaţie la sarcină nominală

3.9. Calculul infașurarii de excitatie ...................................................................................... 513.9.1. Secţiunea conductorului înf ăurării de excitaţie .................................................. 51

3.10. Parametri infașurarilor rotorului in regim staționar .................................................................. 543.10.1. Parametrii înf ăurării de excitaţie .......................................................................... 54

3.10.2. Parametrii înf ăurării de amortizare ...................................................................... 553.11. Parametri si constantele de timp ale regimului tranzitoriu ........................................................ 57

3.11.1. Parametrii în regim tranzitoriu .............................................................................. 573.11.2 Constantele de timp ale regimului tranzitoriu ...................................................... 58

3.12. Calculul curenților de scurtcircuit ..........................................................................................................593.12.1. Curenţii de scurtcircuit trifazat simetric ............................................................... 593.12.2. Curenţii de scurtcircuit bifazat ............................................................................... 603.12.3. Curenţii de scurtcircuit monofazaţi ..........................................................................603.12.4. Curentul maxim de scurtcircuit brusc (oc) ........................................................... 613.12.5 Raportul de scurtcircuit (R.S.C.) ............................................................................ 61

CAPITOLUL 4. CARACTERISTICILE MOTORULUI SINCRON4.1. Căderea de tensiune %U ∆ ......................................................................................... 624.2.Curenţii de scurtcircuit ................................................................................................... 624.3. Capacitatea statică de suprasarcină ...............................................................................624.4. Cuplul de rotaţie la scurtcircuit brusc ........................................................................... 624.5. Pierderile i randamentul generatorului sincron .........................................................63

CAPITOLUL 5. CALCULUL CARACTERISTICILOR DE PORNIRE ÎN ASINCRONALE MOTORULUI SINCRON

5.1. Cazul în care parametrii nu sunt afectaţi de saturaţia magnetică ............................... 665.2. Cazul în care parametrii sunt afectaţi de saturaţia magnetică ...................................... 71

CAPITOLUL 6. TRASAREA CURBELOR ÎN V, I = f(Ie) PENTRU UN MOTORSINCRON ........................................................................................................................................74

CAPITOLUL 7. PROPULSIA ELECTRICĂ A NAVELOR.7.1. Propulsia electrică în curent alternativ ..................................................................................827.2. Scheme de propulsie în curent alternativ trifazat ..................................................................837.3. Scheme de excitaţie ale instalaţiilor de propulsie ...................................................................907.4. Propulsie electrică la nave- Pasagerul de lux Seven Seas Voyager ........................................937.5. Tipuri de nave cu propulsoare electrice ................................................................................100

Concluzii ......................................................................................................................................

101Bibliografie .................................................................................................................................. 102



6

Declaraţie

Prin prezenta declar că Lucrarea de licenţă cu titlul “Proiectarea motorului sincron folositin actionarea electrica unui propulsor naval” este scrisă de mine i nu a mai fost prezentată niciodată la o altă facultate sau instituţie de învăţământ superior din ţară sau străinătate. Deasemenea, declar că toate sursele utilizate, inclusive cele de pe Internet, sunt indicate în lucrare,cu respectarea regulilor de evitare a plagiatului:

−

toate fragmentele de text reproduse exact, chiar i în traducere proprie din altă limbă, sunt

scrise între ghilimele i deţin referinţa precisă a sursei;

− reformularea în cuvinte proprii a textelor scrise de către alţi autori deţine referinţa

precisă;

− rezumarea ideilor altor autori deţine referinţa precisă la textul original.

Constanţa,Data

Absolvent: Pînzaru Adrian



7

CAPITOLUL 1. PRINCIPALELE ELEMENTE CONSTRUCTIVE ALE MAINIISINCRONE

Maina sincronă este o maină electrică de curent alternativ, compusă dintr-un stator i un

rotor, unul indus, celălat inductor (de excitaţie), turaţia rotorului găsindu-se în raport constant

cu frecvenţa reţelei electrice la care maina este conectată.

În maina sincronă câmpul magnetic inductor (de excitaţie) este produs de o coroană de

poli excitaţi în curent continuu. Din punctul de vedere al fenomenului de inducţie

electromagnetică este indiferent dacă armătura inductoare este stator, iar cea indusă rotor sau

invers. Spre deosebire de maina de curent continuu, la maina sincronă statorul reprezintă în

marea majoritate a realizărilor indusul, iar rotorul este inductorul. Această alegere este justificată

din următoarele motive:

a) este mai uor de trecut prin contacte alunecătoare (perii fixe - inele

conductoare de contact), curentul continuu relativ redus necesar excitaţiei decât

curentul alternativ relativ important al indusului;

b) în general, mainile sincrone se construiesc pentru tensiuni ale indusului relativ

ridicate (chiar până la 35 kV între faze) i la asemenea tensiuni contactele

alunecătoare ar prezenta o funcţionare nesigură; curentul de excitaţie este adus

la contactele alunecătoare la o tensiune care nu depăete câteva sute de volţi;

c) este preferabil a izola la tensiuni înalte o înf ăurare fixă decât una mobilă;

d) bobinele polare aezate pe miezuri polare (poli ieiţi) rezistă mai bine la

solicitările centrifuge decât ar rezista înf ăurarea indusului plasată în crestături.

Construcţia inversă, cu rotorul indus i statorul inductor, se întâlnete numai la puteri

relativ mici, sub 100 kW.

În cele ce urmează va fi o scurtă descriere a principalelor elemente constructive ale

mainii sincrone.

1.1. Rotorul. Mainile sincrone prezintă două variante constructive pentru rotor, după

cum este vorba de o maină cu poli ieiţi (aparenţi) sau de una cu poli înecaţi. Mainile cu poli

ieiţi (hidrogeneratoarele, de exemplu) sunt maini de viteză rotorică relativ redusă, de diametru

rotoric mare, pe când mainile cu poli înecaţi (turbogeneratoarele, de exemplu) au viteze

rotorice relativ ridicate. Aadar, solicitările mecanice diferite conduc la variante constructive

diferite.



8

Figura 1.1. Părţile componente a unei maini electrice



9

1.1.1. Rotorul mainilor cu poli iei ţ i (aparen ţ i) se compune în general dintr-o roată

polară formată dintr-un butuc format fixat pe arborele mainii, o serie de braţe i un jug

(obadă), care constituie corpul (miezul) inductorului adică partea prin care se închid liniile de

câmp al polilor de excitaţie.

Pe jugul roţii polare se fixează polii mainii, compui din miezul polar i din piesa

polară. Uneori braţele roţii polare lipsesc cu totul i miezul inductorului este fixat pe butuc sau

chiar direct pe arborele mainii.

Butucul se fixează pe arbore fie cu pană i anţ, fie prin introducerea forţată la presă. În

acelai mod se fixează i miezul inductorului pe butuc sau direct pe arbore.

În piesele polare ale mainilor sincrone cu poli ieiţi se prevăd crestături pentru barele

coliviei de amortizare. La generatoare, aceste bare amortizoare au rolul de a înăbui

armonicele de câmp i a împiedica oscilaţiile pendulare ale rotorului în regimurile tranzitorii. Lamotoarele sincrone, ca i la compresoarele sincrone pentru îmbunătăţirea factorului de putere

al reţelelor electrice, barele amortizoare servesc ca înf ăurare de pornire, jucând rolul de colivie

de motor asincron.

Una dintre problemele cele mai grele în construcţia hidrogeneratoarelor de mare putere o

constituie confecţionarea crapodinei (reazămul crapodinei). Într-adevăr, sarcina pe lagărul

principal, cuprinzând greutatea părţilor rotitoare ale generatoarelor i reacţia apei, care

acţionează asupra paletelor turbinei, ating la construcţiile cele mai noi valori foarte mari.A doua problemă esenţială o constituie obţinerea momentului de inerţie în legătură cu

viteza de ambalare a grupului turbină-generator la descărcarea bruscă. Un moment mare de

inerţie mărete timpul în decursul căruia agregatul atinge viteza maximă de ambalare.

Turaţia e ambalare poate întrece pe cea nominală de până la 2,5 - 3 ori, însă la o astfel de

turaţie apar în coroana rotorului solicitări mecanice foarte mari, care limitează diametrul

rotorului i prin aceasta îngreunează obţinerea momentului necesar de inerţie.

Motoarele i compensatoarele cu poli aparenţi au arbore orizontal în marea majoritate acazurilor.

1.1.2. Rotorul mainilor cu poli îneca ţ i reprezintă o piesă foarte delicată din punct de

vedere constructiv i tehnologic. Forţele centrifuge care apar la vitezele mari ale rotorului

creează în unele părţi solicitări mecanice deosebite. Aceste solicitări cresc i mai mult la

descărcarea bruscă, când turaţia turbogeneratoarelor crete. De aceea se prevede ca fiecare

rotor sa suporte proba de turaţie mărită cu 20 % peste valoarea nominală timp de două

minute. În legătură cu aceste solicitări mecanice deosebite, este firesc ca rotorul i piesele sale

să se confecţioneze din oţel de mare rezistenţă, să fie de un diametru limitat (de obicei până la



10

1,1 m) i de o lungime mare (până la 6 - 10 m). Rotoarele turbogeneratoarelor au arbore

orizontal. În ceea ce privete modul de confecţionare, se deosebesc rotoare masive (monobloc)

i compuse.

Rotorul masiv (fig.1.2 a) se construiete dintr-un singur bloc forjat i apoi urmează

procesul complicat de tratare termică i prelucrare mecanică.

Figura 1.2. Tipuri de rotoare

În direcţia axială, pe întreaga lungime a rotorului, se execută un canal central, care

servete în primul rând pentru examinarea materialului din zona centrală a blocului forjat, iar în

al doilea rând pentru descărcarea blocului forjat de tensiunile interne periculoase.

Pentru a uura problema metalurgică, rotoarele turbogeneratoarelor de peste 50 MW se pot

executa ca rotoare compuse din trei părţi: partea centrală i două flane (fig.1.2.b).

În figura 1.2.c este arătat un rotor din flane cu o lăţime de aproximativ 10 cm.Cavitatea interioară poate fi utilizată cu succes pentru aducerea aerului de răcire. Rotorul de

acest tip este relativ simplu, insă cere o ajustare scrupuloasă a flanelor, ceea ce ridică mult

costul construcţiei din cauza numărului mare al acestora.

Independent de construcţia miezului rotorului, în acesta se execută în lungul

generatoarelor prin frezare crestături în care se aează bobinele de excitaţie. Se deosebesc

rotoare cu crestături radiale (fig. 1.5.a) i rotoare cu crestături paralele (fig. 1.5b), ultimile fiind

mai puţin obinuite. Aproximativ o treime din pasul polar este f ără crestături i formează



11

aa-numitul dinte mare, prin care trece partea principală din fluxul magnetic de excitaţie al

generatoarelor.

În figura 1.6. este arătată o secţiune printr-o crestătură rotorică. Uneori înf ăurarea

rotorică se face din aluminiu, care prezintă principalul avantaj de a avea o greutate specifică

redusă.Fixarea înf ăurării rotorice în crestături se face cu ajutorul penelor ale căror forme principale

sunt arătate în figura 1.7. Penele se fac atât din oţel magnetic cu carbon sau oţel cu nichel, cât

i din aliaje nemagnetice, bronz cu aluminiu sau oţel cu crom-nichel.

Fixarea părţilor frontale ale înf ăurării rotorului se face cu ajutorul unor puternice

bandaje (fig. 1.8).

Curentul continuu se aduce de la excitatoare (al cărei indus se montează în consolă pe

capătul arborelui rotoric care iese în afara lagărului din partea opusă a turbinei) la



12

înf ăurarea de excitaţie prin inele de contact i conductoare de legătură. La

turboalternatoarele de putere mare inelele de contact se scot în afara lagărelor.

1.2. Statorul. Ca la orice maină electrică, statorul mainii sincrone constă din:

a)

partea activă, adică miezul magnetic cu înf ăurarea statorică plasată în

crestături;

b) partea inactivă, cuprinzând carcasa, scuturile cu lagăre, sistemul de camere i

canale de ventilaţie etc.

Figura 1.9. Vedere de ansamblu a unui motor electric.

Miezul statoric este constituit din tole de oţel electrotehnic de 0,5 mm grosime, izolate

între ele cu lac. Tolele se taie dintr-o bucată până la diametre exterioare de 1000 mm. Pentru

diametre exterioare mai mari miezul este realizat din segmente (fig. 1.10.), care se între ţes în

două sau trei straturi. Segmentele se fixează de nervuri ale carcasei, printr-o îmbinare în

coadă de rândunică. Când strângerea tolelor se face prin buloane, acestea se pun la periferia

exterioară a tolelor, de obicei, în locauri anume.

În direcţia axială, miezul magnetic se împarte în pachete de 6 - 10 cm lăţime fiecare.

între pachete se lasă cu ajutorul unor distanţoare canale de ventilaţie de 10 mm lăţime.

Pentru a-i da întregului miez statoric rigiditatea necesară, el se strânge de ambele părţi cu

ajutorul unor plăci speciale de strângere din fontă sau oţel (nemagnetice).



13

La periferia interioară a tolelor statorice se prevăd crestături obţinute prin tanţare. În

aceste crestături se plasează înf ăurarea statorică indusă.

Numărul de crestături ale statorului mainii sincrone depinde de pasul polar i de

tensiunea de lucru a înf ăurării. Atunci când tensiunea este ridicată, numărul de crestături este

mai redus, pentru a se micora spaţiul ocupat de izolaţia conductoarelor i crestăturilor i a

utiliza mai eficient miezul statoric. Numărul de crestături este mai redus i în cazul unor pai

polari mici, pentru a nu se ajunge la dinţi prea ubrezi.

Figura 1.10. Miez statoric realizat din segmente

La turbogeneratoare, care au un număr mic de perechi de poli (p = 1, ..., 3), se

utilizează un număr mai mare de crestături pe pol i fază, ceea ce conduce la o mai bună repartiţie a câmpului în întrefier. La hidrogeneratoare, care au un număr mare de poli, în mod

firesc, crestăturile care revin unui pol i unei faze sunt în număr mic (q = 1, .., 3). În acest caz

suntem forţaţi să apelăm la un număr fracţionar de crestături pe pol i fază, pentru a reduce

armonicele superioare ale câmpului. Utilizarea unui q fracţionar suprimă în mare măsură i

armonicele de dantură, astfel încât se pot folosi crestături deschise i numai este nevoie să se

încline crestăturile în raport cu muchiile pieselor polare de excitaţie (sau invers).

Înf ăurarea statorică a mainilor sincrone, cu poli ieiţi se execută în mod curent în

două straturi, cu bobine egale, cu una sau mai multe căi de curent în paralel. La

turbogeneratoare, exclusiv din bobine egale în două straturi, capetele de bobină fiind aezate în

două planuri perpendiculare pe axul mainii sau fiind îndoite astfel încât să fie aezate pe

suprafeţele laterale ale unor conuri. Din partea exterioară capetele de bobină sunt puternic

consolidate cu ajutorul unor piese nemagnetice, spre a se putea prelua solicitările mecanice

datorate forţelor electrodinamice.

Forma cea mai favorabilă a capetelor de bobină la turbogeneratoare este cea în

evoventă (fig. 1.2.). Această formă asigură o bună izolaţie, menţinând constantă distanţa



14

dintre conductoare în părţile frontale, permiţând o ventilaţie excepţional de bună i uurând

consolidarea capetelor de bobine.

Figura 1.11. Capetele de bobină în elocvenţ

În condiţii normale de funcţionare, partea din înf ăurarea statorică aflată în crestături este

puţin solicitată din punct de vedere mecanic. Probleme deosebite ridică însă izolaţia

conductoarelor i crestăturilor, deoarece înf ăurarea funcţionează sub o tensiune relativ

ridicată faţă de masă (3 - 15 kv).

Partea din crestătură a conductorului se poate izola în mod diferit de partea frontală. Se

poate obţine aa-numita izolaţie în teacă. Mult mai convenabilă este însă izolaţia continuă,

la care conductorul se înf ăoară pe întreaga lungime cu câteva straturi înguste de micabandă,

prin suprapunerea pe jumătate. Avantajul acestei izolaţii mai scumpe constă în lipsa

îmbinărilor de izolaţie între capetele de bobină i părţile din crestătură ale conductoarelor.

La turboalternatoarele de putere mijlocie i mare conductoarele înf ăurării statorice

atinge câteva mii de amperi. Pentru a se evita apari ţia curenţilor turbionari mari în

conductorul de secţiune plină, acesta se împarte în conductoare de secţiune mai mică legate în

paralel i sudate la capete împreună. Însă această metodă nu este suficient de eficace. Pentrureduce pierderile suplimentare în cuprul statoric la minimum, trebuie să se transpună

conductoarele, adică să se împletească între ele într-un anumit mod, astfel încât fiecare

conductor pe jumătate din lungimea crestăturii să urce de la fund până la vârf i pe cealaltă

jumătate să coboare de la vârf la fund (fig. 1.12.). Aadar, un acelai conductor ocupă de două

ori în înălţime toate poziţiile din crestătură, odată pe coloana stângă i o dată pe coloana

dreaptă, ceea ce anulează aproape complet pierderile suplimentare prin curenţi turbionari.

Toate trecerile de pe coloana stângă pe coloana dreaptă se fac numai la vârf i la fund, peprimul i pe ultimul strat, aa că cele două coloane se pot izola printr-un strat izolator, pus în



15

picioare între cele două straturi externe de sus i de jos, pe care se fac trecerile de la o

coloană la alta.

Carcasa mainii sincrone trebuie să îndeplinească următoarele condiţii:

a) să asigure soliditatea i rigiditatea mecanică necesară, preluând sau transmiţând

fundaţiei eforturile ce rezultă din cuplu electromagnetic i din atracţia

magnetică unilaterală;

b) să permită o bună ventilaţie;

c) să prezinte uurinţă de montare, de demontare i de transport.

Carcasa se face uneori din fontă dintr-o secţiune cu nervuri. La mainile mari ea se

execută aproape exclusiv din oţel, fie turnat, fie din tablă sudată întărită cu diferite profile de

oţel.

Fig. 1.12. Transpunerea prin răsucire a conductoarelor în aceeai crestătură.

Pentru alternatoarele mici, carcasa se poate turna dintr-o bucată cu batiul mainii de care

se prin lagărele. Adeseori întâlnim la alternatoare, care sunt maini relativ mari, dispozitivul

cu carcasă cu tălpi aezate pe o placă de fundaţie de fontă sau de tablă de oţel întărită cu profile

care joacă rolul de batiu i poartă pe ea i lagărele. Această placă are secţiunea unui U

răsturnat, fiind goală în interior, pentru a lăsa loc jumătăţii inferioare a alterna torului. Pentru

alternatoarele de mare putere, constructorii suprimă placa de fundaţie i aeză cele două tălpi

ale carcasei i lagărele separat de fundaţie.



16

CAPITOLUL 2. REGIMURILE DE FUNCŢIONARE ALE MAINII SINCRONE

Maina sincronă poate funcţiona în două regimuri de bază: de generator i de motor. În

regimul de generator maina transformă puterea mecanică primită pe la arbore de la un

motor (turbină cu aburi, turbină hidraulică, motor diesel etc.) în putere electrică, debitată într-o reţea de curent alternativ. În regimul de motor, maina transformă puterea electrică

primită de la o reţea de curent alternativ în putere mecanică, cedată de la arbore unui mecanism

sau unei instalaţii mecanice (pompă, compresor, rulouri transportoare etc).Maina sincronă nu poate funcţiona în regimul de frână propriu-zisă deoarece cuplul

electromagnetic sincron apare numai atunci când rotorul mainii are aceeai viteză, ca i

câmpul învârtitor statoric (a cărui viteză este impusă de frecvenţa reţelei de alimentare).

În schimb, deseori se consideră ca un regim distinct funcţionarea mainii sincrone

drept compensator al factorului de putere al unei instala ţii electrice oarecare, care

înregistrează un factor de putere inductiv redus. Aa cum voi arăta mai departe, regimul de

compensator nu este un regim de bază. El coincide cu regimul de motor în gol.

2.1. Regimul de motor. Maina sincronă poate funcţiona i în regim de motor

confirmând încă o dată principiul general valabil al reversabilităţii mainilor electrice.

Vom arăta mai întâi că motorul sincron nu are un cuplu de pornire. Pentru aceasta, să

presupunem că o maină sincronă este conectata cu partea statorică la o reţea electrică

trifazată de pulsaţie co. înf ăurarea triafzată a statorului va fi parcursă de curenţi, formând un

sistem trifazat simetric echilibrat i va produce un câmp învârtitor în sensul succesiunii

fazelor cu viteza unghiulară.

Sa presupunem că rotorul cu înf ăurarea sa de excitaţie parcursă de un curent continuu se

rotete cu o viteză unghiulară 1Ω ≠ Ω . Fluxul total produs de câmpul învârtitor de excitaţie

prin spirele unei faze statorice va fi

10 0 0cos cosm m p p t β Ψ = Ψ ⋅ = Ψ ⋅ Ω (2.1.)

în care 1t β = Ω este unghiul f ăcut la un moment dat t de axa unui pol nord a rotorului i axa

de simetrie a înf ăurării de fază statorice considerate.

Energia de interacţiune între rotor i înf ăurarea de fază va fi

( )0 0 2 cos cosmW i I p t β ω ϕ = Ψ = Ψ ⋅ ⋅ − (2.2.)



17

Dacă curentul care parcurge înf ăurarea statorică este

( )2cosi I t ω ϕ = − (2.3.)

Cuplul dezvoltat asupra statorului (conform principiului acţiunii i reacţiunii, acest

cuplu este egal i de sens contrar cu cel exercitat asupra rotorului) se obţine imediat

( )10

.

WM= 2 cos cosm

i const

p I p t t ω ϕ β

=

∂= − ⋅ Ψ ⋅ ⋅ Ω −

∂ (2.4.)

Acest cuplu are o valoare medie nulă în decursul unei rotaţii a rotorului, fiind un cuplu

pulsatoriu în timp. Atunci când rotorul stă pe loc i 1 0Ω = , cuplul este nul. Prin urmare, într-

aevăr, motorul sincron are cuplul de pornire nul, ceea ce reprezintă un mare handicap în

comparaţie cu alte tipuri de motoare electrice. Dimpotrivă, dacă 1

p

ω Ω = = Ω , maina dezvoltă

un cuplu care are o medie diferită de zero. Aadar, dacă rotorul se învârtete în acelai sens i

cu aceeai viteză ca i câmpul învârtitor statoric, maina sincronă dezvoltă un cuplu. Acest cuplueste negativ în raport cu statorul i pozitiv în raport cu rotorul. Un cuplu pozitiv în raport cu

rotorul înseamnă un cuplu activ. Maina dezvoltă deci putere mecanicăP=MΩ , pe care o

cedează în cea mai mare parte mecanismului antrenat prin intermediul arborelui, iar restul

acoperă pierderile mecanice proprii. Maina preia această putere de la reţeaua electrică de

alimentare. Deci ea funcţionează în regim de motor electric.

Aadar, motorul sincron nu dezvoltă cuplu de pornire, dar, dacă printr-un mijloc oarecare este

antrenat până la viteza de sincronism, atunci el poate dezvolta un cuplu activ.Motorul sincron poate fi adus la viteza de sincronism prin antrenarea lui de către un mic

motor asincron cuplat pe acelai arbore care, după „prinderea" în sincronism a motorului

sincron, este scos din funcţie. O altă metodă care se utilizează curent pentru pornirea

motorului sincron este aa-numita „pornire în asincron". în acest caz motorul este prevăzut cu o

colivie de veveriţă pe rotor, care dezvoltă un cuplu asincron suficient pentru a accelera rotorul la

mersul în gol sau cu sarcină redusă până aproape de viteza de sincronism.

În timpul pornirii în asincron, înf ăurarea de excitaţie este pusă în scurtcircuit atât din

motive de securitate cât i pentru a ajuta pornirea. O dată adus rotorul aproape de viteza de

sincronism datorită cuplului asincron, se conectează înf ăurarea de excitaţie pe sursa de

curent continuu necesară excitaţiei mainii sincrone. Experienţa arată că, după alimentarea în

curent continuu a înf ăurării de excitaţie, apare un regim tranzitoriu de accelerare a

rotorului care, în cele din urmă, se învârtete chiar cu viteza de sincronism sub acţiunea

cuplului electromagnetic sincron. Motorul „se prinde în sincronism". în mod automat, atunci

când maina se rotete cu viteza de sincronism, colivia de veveriţă de pornire iese din

funcţie.



18

Pentru a stabili bilanţul de puteri active al motorului sincron atunci când se învârtete la

sincronism i dezvoltă un cuplu sincron M, vom apela la ecuaţia de cupluri ce se exercită asupra

rotorului în regim staţionar.

În afară de cuplul activ M, rotorul este solicitat de un cuplu rezistent Mr dezvoltat de

instalaţia mecanică antrenată, de cuplul de frecări mecanic proprii mM (datorit frecărilor în

lagăre, frecărilor rotorului cu aerul sau reacţiei exercitate asupra paletelor eventualelor

ventilatoare) i de cuplul rezistent Me dezvoltat în excitatoarea de curent continuu cuplată cu

arborele motorului sincron sau plasată pe acelai arbore cu acesta (în cazul când sursa de

excitaţie este independentă, evident Mc = 0, dar puterea necesară excitaţiei va afecta puterea

totală absorbită de motor),

r m eM M M M 0− − − = (2.5.)

Desigur, puterea mecanică P2 cedată instalaţiei antrenate va fi puterea dezvoltată de

motor,

2 rP M= ⋅ Ω . (2.6.)

Corespunzătoare cuplurilor Mm i Me se pot defini pierderile de putere Pm i eP pe baza

relaţiilor

mP M= ⋅ Ω i e eP M= ⋅ Ω . (2.7.)

Înmulţind relaţia (2.5) cu Ω i ţinând seama de notaţiile (2.6) i (2.7), se obţine

următoarea egalitate:

2 m eP M P P P= ⋅ Ω = + + . (2.8.)

Aadar, puterea mecanică totală dezvoltată de motorul sincron P M= ⋅ Ω se divide în

trei părţi: o parte , i de obicei cea mai mare, este puterea utilă transmisă pe la arbore

instalaţiei mecanice antrenate; o altă parte servete pentru a acoperi frecările mecanice

proprii de toate naturile, iar ultima parte pentru a produce puterea electrică necesară

excitaţiei, prin inteemediul excitatoarei de curent continuu.

Puterea P M= ⋅ Ω este, evident, preluată de către rotor de la stator, prin intermediul

câmpului electromagnetic. De aceea această putere este denumită electromagnetică. Ea

provine de la reţeaua electrică trifazată care alimentează înf ăurarea statorică a motorului. în

consecinţă se poate scrie



19

1 Cu1 Fe1P P P P= + + , (2.9.)

în care Pi reprezintă puterea activă absorbită de la reţea, Pcui pierderile Joule în înf ăurarea

statorică, iar Ppci pierderile în fierul statoric.

Bilanţul de puteri active ale motorului sincron este prezentat în figura 2.1.în ceea ce

privete puterea reactivă, motorul sincron nu are nevoie de un curent de magnetizare absorbit de

la reţeaua de curent alternativ, precum motorul asincron, întrucât câmpul de excita ţie este

produs pe seama unei înf ăurări de curent continuu alimentată de la o sursă indepedentă de

motor.

Fig. 2.1. Bilanţul de puteri active ale motorului sincron

Acest fapt asigură motorului sincron un grad de libertate în legătură cu puterea

reactivă de curent alternativ de alimentare. Prin urinare factorul de putere al motorului

sincron va fi o mărime la libera alegere a constructorului sau exploratorului.

Figura 2.2. Caracteristica mecanică a motorului sincron



20

Aa cum s-a arătat mai sus, motorul sincron dezvoltă un cuplu electromagnetic sincron

numai dacă viteza rotorului este egală cu cea corespunzătoare câmpului învârtitor statoric.

Altminteri, cuplu sincron este nul (dei uneori cuplul efectiv nu se anulează pe seama

apariţiei unui cuplu asincron). In consecinţă, caracteristica mecanică a motorului sincron este

eminamente dură (fig. 2.2.) pe toată gama de cupluri, pentru care viteza rotorică rămâneegală cu cea de sincronism.

2.2. Regimul de generator. Să presupunem că înf ăurarea de excitaţie a unei

maini sincrone trifazate este alimentată în curent continuu de la o sursă oarecare (de

exemplu, de la excitatoarea de pe acelai arbore) i că rotorul este antrenat cu viteza

unghiulară Ω într-un sens dat de către un motor primar oarecare, care dezvoltă cuplul activ Ma.

Înf ăurarea de excitaţie rotorică, fie că rotorul are polii aparenţi, fie că are polii înecaţi,produce un câmp învârtitor inductor cu viteza unghiulară Ω i cu p ; perechi de poli. Acest

câmp învârtitor produce la rândul său un flux 0Φ variabil în timp, prin spirele unei înf ăurări de

fază a statorului. Dacă câmpul învârtitor inductor are o repartiţie sinusoidală în spaţiu, atunci

acest flux variază sinusoidal în timp cu o pulsaţie:

pω = ⋅ Ω (2.10.)

În înf ăurarea de fază considerată se induce deci o tensiune electromotoare Eo

sinusoidală în timp, de aceeai pulsaţie ω . În ansamblul celor trei înf ăurări de fază alestatorului se induce un sistem de trei tensiuni electromotoare simetrice, echilibrate. Sensul

succesiunii în timp a celor trei tensiuni electromotoare este dictat de sensul de rotaţie al

câmpului învârtitor inductor.

Dacă înf ăurarea statorului este conectată pe o impedanţă trifazată simetrică ea va fi

parcursă de curenţi de fază, care formează, de asemenea, un sistem trifazat simetric,

echilibrat.

Maina debitează în impedanţă de sarcină o anumită putere activă 2P pe care o ia,evident, de la motorul primar. Maina funcţionează deci în regim de generator electric. Ne

convingem de această afirmaţie dacă apelăm i la bilanţul de puteri al mainii.

Motorul primar dezvoltă un cuplu activ Ma, al cărui sens coincide cu sensul de rotaţie al

câmpului învârtitor inductor. Motorul primar cedează mainii sincrone puterea mecanică.

1 aP M= ⋅ Ω (2.11.)

Asupra indusului mainii, adică asupra statorului, se exercită un cuplu electromagnetic.



21

Acest cuplu este pozitiv, fiindcă oricare ar fi natura impedanţei de sarcină. Acest cuplu

tinde să rotească indusul, (statorul) în sensul câmpului învârtitor inductor, în sensul succesiunii

fazelor statorului.

Dar statorul nu se poate roti, fiind fixat în fundaţie. Atunci, conform principiului acţiunii

i reacţiunii din mecanică, asupra rotorului se exercită un cuplu egal ca mărime i opus ca sens.

Prin urmare cuplul electromagnetic M care se exercită asupra rotorului are sens opus

sensului de micare i reprezintă un cuplu rezistent. În acelai timp, asupra rotorului se mai

exercită i cuplul rezistent de frecări mecanice Mm, ca i cuplu rezistent Me exercitat de către

excitatoarea de curent continuu, dacă aceasta este cuplată pe acelai arbore cu rotorul mainii

sincrone.

Aadar, dacă rotorul se învârtete cu viteză de rotaţie constantă, Ω =const., i dacă

considerăm ca sens pozitiv al cuplului electromagnetic sensul câmpului învârtitor inductor,atunci

a m eM = M+M +M− (2.12)

sau, după înmulţirea cu viteza unghiulară,

1 m eP M P P= − ⋅ Ω + + (2.13)

în carem m

P M= ⋅ Ω reprezintă pierderile mecanice ale mainii, iare e

P M= ⋅ Ω puterea

mecanică preluată de excitatoarc. Puterea - M P⋅ Ω = reprezintă, puterea electrică ce revine

statorului.

Din puterea mecanică P o parte însemnată se transformă deci în putere electrică i se

transmite statorului prin intermediul câmpului electromagnetic din întrefier. Această putere

P M= − ⋅ Ω a fost denumită putere electromagnetică.

Din puterea P preluată de către stator cea mai mare parte 2P se transmite impedanţei de

sarcină, o parte mai mică Cu2P se pierde prin efect Joule în înf ăurarea trifazată a statorului i o

ultimă parte Fe2P servete pentru acoperirea pierderilor în fierul statorului.

1 Cu1 Fe1P P P P= + + (2.14)

In fierul rotoric nu se produc pierderi, fiindcă rotorul este străbătut de un flux constant în

timp.



22

Bilanţul de puteri active al mainii sincrone în regim de generator este redat în figura 2.3.

Figura 2.3. Bilanţul de puteri active ale generatorului sincron

În ceea ce privete puterea reactivă, generatorul sincron nu are nevoie pentru

producerea câmpului magnetic de excitaţie de un curent alternativ de magnetizare, aa cum era

cazul transformatorului sau al generatorului asincron. Puterea de magnetizarenecesară câmpului

magnetic de excitaţie este preluat

ă de la sursa de curent continuu de excita

ţie în perioada

tranzitorie a stabilirii acestui câmp (când curentul de excitaţie este variabil). După cum sarcina

trifazată simtrică are o natură inductivă, ohmică sau capacitivă, generatorul sincron poate

furniza sau primi puterea reactivă necesară sarcinii, pe seama unei energii mai mari sau mai

reduse localizată în câmpul de excitaţie pe seama sursei de curent continuu din circuitul de

excitaţie. Generatorul sincron trifazat prezintă caracteristici extrem de convenabile pentru

producerea energiei electrice de curent alternativ i reprezintă unica soluţie general acceptată de

toţi constructorii de centrale electrice i de sisteme electroenergetice de utilizare generală.



24

0,61iα = ;

pentru următoarele valori ale parametrilor:0,7 pα = ;

/ 2 M δ δ = ; / 0,02δ τ = .

3.2. Calculul dimensiunilor principale

Acest calcul are drept scop stabilirea diametrului interior al statorului (D), diametrul exterior alstatorului ( )eD , i lungimea ideală ( )il în funcţie de care rezulta gabaritul mainii.

3.2.1. Diametrul interior al statorului se determină cu relaţia:

[ ] [ ]3

33

1

60 2 60 500 10 6D= 4,82 48,2

255 1000 2iN S p

dm cmC nπ λ π

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.2.1)

în care:

3255 / C J dm = ;

2λ = .

Din curbe, pentru [ ]500iN

S kVA= i 3 p = , rezultă [ ]55 D cm= ;

3.2.2. Diametrul exterior al statorului, pentru prima valoare a lui D(calculată), rezultă:

[ ]1, 45 48, 2 69, 9e D D k D cm= ⋅ = ⋅ = ; (3.2.2)

iar pentru diametrul D din curbe, rezultă:

[ ]1, 45 55 79, 75e D D k D cm= ⋅ = ⋅ = ; (3.2.3);

în care Dk pentru 2 6 p = i N U >1000[V] are valoarea 1,45 Dk = .

Din motive tehnologice, diametrul exterior se standardizează la valoarea cea mai apropiată,aceasta fiind:

[ ]74e D cm= ;

pentru care se recalculează diametrul interior al statorului:

[ ]74

521,45

e

D

D D cm

k = = = ; (3.2.4)

3.2.3. Pasul polar se calculează cu formula:

[ ]52 27,2

2 6

Dcm

p

π π τ

⋅ ⋅= = = . (3.2.5)



25

3.2.4. Solicitări electromagnetice A (pătura de curent) i Bδ (inducţia magnetică în ăntrefier) se

aleg din grafice în funcţie de p i τ , având valorile:

[ ]A=380 A/cm ;

[ ]B 0,8 T δ = .

3.2.5. Lungimea ideală, se determină cu relaţia:

[ ]3

2 2 2 2 21

60 60 500 1055,7

0,62 0,52 1000 407 10 0,8iN

i

CA

S l cm

k D n ABδ π π

⋅ ⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.2.6)

unde:

0,92 0, 61 0, 622 2 2 2

wCA i

k k π π α ⋅ ⋅= = ⋅ = ; (3.2.7)

3.2.6. Verificarea coeficientului λ :

55,72,04

27,2ilλ

τ = = = ; (3.2.8)

3.2.7. Geometria miezului.

Deoarece il >25[cm] i D>30[cm], rezultă că miezul va fi cu canale radiale de ventilaţie.Se impun orientativ 9

vn = canale de ventilaţie radială cu lăţimea [ ]1 cmvb = .

Deoarece maina este cu poli aparenţi se ia [ ]0,5 0,5 cmv vb b= ⋅ = .

vb -reprezintă cantitatea cu care trebuie micorată lungimea mainii pentru canal, determinată

de scăderea amplitudinii inducţiei în întrefier Bδ , datorită existenţei canalului radial de

ventilaţie.• Lungimea geometrică rezultă conform relaţiei:

[ ]55,7 9 0,5 60,2g i v vl l n b cm= + ⋅ = + ⋅ = ; (3.2.9)

• Lungimea unui pachet de tole, considerând că toate pachetele sunt uniforme, este:

[ ]60,2 9 1 51,5

5,11 9 1 10

g v v

i

v

l n bl cm

n

− ⋅ − ⋅= = = =

+ +; (3.2.10)

Întru-câtil se încadrează în limitele admise ( )4 6 cm± , rezultă că miezul magnetic va avea

9vn = canale de ventilaţie cu laţimea [ ]1 cmvb = i 1 10vn + = pachete de tole cu lungimea de

[ ]5il cm= .

• Lungimea fierului miezului magnetic (a tuturor pachetelor):



26

( ) [ ]1 10 5 50FE v il n l cm= + = ⋅ = ; (3.2.11)

• Lungimea geometrică:

[ ]50 9 1 59

g FE v vl l n b cm= + ⋅ = + ⋅ = ; (3.2.12)

• Lungimea ideală:

[ ]59 9 0,5 54,5i g v vl l n b cm= − ⋅ = − ⋅ = , (3.2.13)

care este apropiata de valoarea rezultatădin calcul.

3.3. Înf ăurarea i crestăturile statorului

3.3.1. Tipul i izolaţia înf ăurăriiFiind maini de înaltă tensiune, înf ăurarea statorului va fi cu bobine prefabricate —secţii rigide. Pentru astfel de înf ăurare crestăturile sunt deschise.Pentru clasa de izolaţie F, dispunerea izolaţiei înf ăurării este următoarea:

• pe partea activă (în crestătură): teacă izolantă cu grosimea de 1,8 mm unilaterală;• pe partea frontală: bandă izolantă clasă F de 0,15x20 [mm], în 6 straturi 1/2 suprapuse,

peste care se prevede un strat cap la cap, bandă de contracţie pentru consolidare;• izolaţia între straturi: sticlotextolit sau liatex grosime de 2 mm.

3.3.2. Numărul de crestături ale statorului: 1Z 2 pmq=

Impunând q, rezultă 1Z , ceea ce simplifică considerabil problema.Totui la stabilirea lui 1Z , trebuie avute în vedere următoarele considerente:a) din motive de reducere a pulsaţiilor, în întrefier, se recomandă ca pasul dentar , să fie

cuprins între anumite valori optime (0,05τ < 1t < 0,2τ ).b) diminuarea armonicilor din curba câmpului magnetic, respectiv din curba tensiunii

electromotoare induse reprezintă o problemă de care trebuie să se ţină seama în alegerea tipului de înf ăurare.Se recomandă ca pentru îndeplinirea condiţiilor de mai sus, alegerea lui q să se facă astfel:

• dacă q > 4 se poate alege fie q = număr întreg, fie q = numărfracţionar;

•

dacă q < 4 se preferă numai q = număr fracţionar.Astfel s-a ales q=4, pentru care rezultă numărul de crestături ale statorului

1Z 2 3 3 4 72= ⋅ ⋅ ⋅ =

Considerând numărul de căi de curent în paralel a=l, se verifică condiţiile de simetrie cetrebuie îndeplinite de înf ăurările trifazate, astfel:

a) din condiţia ca numărul de bobine pe fază i pe calea de curent să fie acelai, rezultă:

1 Z

m a=

⋅ număr întreg; (3.3.1)

1 72 243

Z

m a= =

⋅(se verifică) ; (3.3.2)



27

b) din condiţia echilibrării căilor în paralel pe fază, trebuie ca:

2 p

a

⋅= număr întreg; (3.3.3)

2 2 36

1

p

a

⋅ ⋅= = (se verifică) ; (3.3.4)

c) pentru ca t.e.m. induse pe fază să fie egale i defazate cu 2 / mπ trebuie ca:

1 Z

m t =

⋅ număr întreg, (3.3.5)

unde t este cel mai mare divizor comun al numărului de perechi de poli p i al numărului decrestături 1Z :

t=c.m.m.d.c. (72, 3)=3, deci rezultă:

1 728

3 3

Z

m t = =

⋅ ⋅(se verifică) ; (3.3.6)

3.3.3. Pasul dentar al statorului:

[ ]11

522,26 cm

72

Dt

Z

π π ⋅ ⋅= = = ; (3.3.7)

care se încadrează în limitele orientative de la condiţia a).

3.3.4. Pasul înf ăurăriiÎnf ăurarea fiind din conductor profilat ea se construiete numai din două straturi,

crestăturile fiind din pereţi paraleli.Printre avantajele înf ăurării în două straturi este i acela al reducerii armonicelor superioare

din curba t.e.m., printr-o scurtare convenabilă a pasului principal al bobinei.Astfel pentru o diminuare simultană a armonicilor 5 i 7 din curba t.e.m. se obinuiete oscurtare a pasului principal cu 1/6 din pasul diametral, adică:

1

5

6 y yτ = ⋅ = număr întreg; (3.3.8)

în care:

1 3 4 122

Z y m q

pτ = = ⋅ = ⋅ = (3.3.9)

este pasul metral, în crestături,

deci:

1

5 5

3 4 106 6 y yτ = ⋅ = ⋅ ⋅ = = număr întreg (par), (3.3.10)



28

ceea ce înseamnă că înf ăurarea se poate face fie cu bobine egale ( nc =număr par), fie cu

bobine neegale ( nc =număr impar) însă grupate două câte două, deoarece 1 52

y= = număr

impar.

3.3.5. Factorul de înf ăurare al statorului Valoarea exactă se determină pe cale tabelară în funcţie de q i 1 y , astfel avem:

1 100,926; 0,833

12w y

yk

yτ

β = = = = . (3.3.11)

3.3.6.

Numărul de spire pe fază:

1

21

1,055 3464240

4 4 1,14 50 0,926 7,2 10

E N

B w

k U w

k f k −

⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ Φ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

, (3.3.12)

în care:

[ ]20,61 0,272 0,545 0,8 7,2 10 Wbi il Bδ α τ −Φ = ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ; (3.3.13)

3.3.7. Numărul de conductoare efective într-o crestătură, considerând o singură cale decurent (a=l), este:

1

2 2 3 1 24020

72c

m a wn

Z

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = ≅ [conductoare / crestătură] ; (3.3.14)

3.3.8. Verificări necesare

Pentru valori definitive ale numărului de conductoare în crestături ne i ale factorului k w suntnecesare următoarele calcule de verificare:

Numărul real de spire pe fază, este:

1 72 20240

2 2 3 1c Z n

wm a

⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅spire; (3.3.15)

Verificarea încadrării în limite a păturii de curent:

[ ]1

45,6 20403,5 A/cm

2,26 1 N c I n

At a

⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ (3.3.16)

foarte aproape de valoarea aleasă iniţial (A=407A/cm).

Fluxul util la sarcină nominală pe pol este:

[ ]21

1

1,055 34647,2 10 Wb

4 4 1,14 50 0,926 240 N

E N

B w

k U

k f k w

−⋅ ⋅Φ = = = ⋅ = Φ

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.3.17)



30

Fig.3.1..Secţiune prin crestătura statorului mainii sincrone, aezarea conductoarelor i

izolaţiile folosite.3.3.10.1. Lăţimea (orientativă) a crestăturii, având în vedere următoarele limite aleraportuluiconstructiv 0,4 0,5 β = ÷ , rezultă în limitele:

( ) [ ]1 0, 4 0,5 22,6 9,04 11,3 mmcb t β = ⋅ = ÷ ⋅ = ÷ ; (3.3.22)

3.3.10.2. Lăţimea (orientativă) a conductorului, rezultă din relaţia:

( )( )[ ]

9,04 11,3 4,34,74 7 mm

1

c izcu

clc

b bb

n

÷ −−= = = ÷ ; (3.3.23)

unde clcn =numărul conductoarelor pe lăţimea crestăturii, iar grosimile totale ale izolaţiilor,

jocului, istmului, i penei pe lăţime izb i pe înălţime hiz , se iau din tabelul 1.

Tabelul 1.

Poziţia dinfig.l

Denumirea, grosimea i numărul de straturiutilizate

Grosimea rezultată

Pe lăţime (mm) Pe înălţime

(mm)

1 Izolaţia conductorului (E2S) degrosimea bilaterală de 0,45 mm

1x0,45 = 0,45 19x0,45 = 8,55

2 Izolaţia bobinei pe partea activă (teacă izolantă din samicafoliu sau din bandă izolantă specială)

2x1,8 = 3,6 4x1,8 = 7,2

3 Izolaţie fund crestătură (gros 0,5 mm) 1x0,5 = 0,5

4 Izolaţie între straturi (sticlotextolit grosime

lram, 2 bucăţi)

2x1 = 2



32

[ ]2

11

7,2 105,22 cm

2 2 0,95 0,5 1,45 j

FE FE j

hk l B

−Φ ⋅

= = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.3.26)

se determină diametrul interior:

( ) ( ) [ ]12 74 2 5,22 4,75 54,6 cme j c D D h h= − + = − + = ; (3.3.27)

pentru această valoare se recalculează următoarele mărimi la valorile definitive (dacă se încadrează în limitele solicitărilor):

[ ]54

28,22 6

Dcm

p

π π τ

⋅ ⋅= = = ; (3.3.28)

[ ]27,2 10

0,796 T0,61 0,282 0,545i i

Bl

δ α τ

−Φ ⋅

= = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.3.29)

Deoarece inducţia maximă în întrefier nu se încadrează în limitele0,98 1,02curbe curbe B B Bδ δ δ ⋅ < < ⋅ , se impune [ ]0,8 T Bδ = i rezultă, definitiv

[ ]27,2 10

55,30,61 0,282 0,8i

i

l cm Bδ α τ

−Φ ⋅

= = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.3.30)

Se ia pentru lungimea ideală valoarea rotunjită

[ ]52,5il cm= ;

căreia îi corespunde [ ]0,797 T Bδ = , adică în limitele recomandate.

Valoarea definitivă a raportului λ este:

52,51,86

28,2ilλ

τ = = = ; (3.3.31)

Miezul magnetic va avea tot 9 canale radiale de 1 cm fiecare i 10 pachete de tole de câte4,5 cm fiecare.Valorile definitive pentru dimensiunile miezului magnetic al statorului vor fi deci:

( ) ( ) [ ]1 9 1 4,8 48 cmFE v il n l= + = + ⋅ = ; (3.3.32)

[ ]48 9 1 57 cmi FE v vl l n b= + = + ⋅ = ; (3.3.33)

[ ]0,5 57 0,5 9 1 52,5 cmi g v vl l n b= − = − ⋅ ⋅ = ; (3.3.34)

iar pentru pasul dentar i pătura de curent vor fi:

[ ]11

542,35 cm

72

Dt

Z

π π ⋅ ⋅= = = ; (3.3.35)



33

[ ]1

45,6 20388 A/cm

2,35 1 N c I n

At a

⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅; (3.3.36)

adică în limitele:

[ ]( )0,97 1,05 400 A/cmcurbe curbe curbe A A A A⋅ < < ⋅ = ; (3.3.37)

[ ]388 407 420 A/cm< < ;

Valoarea definitivă a inducţiei în jugul statorului este:

[ ]2

11

7,2 101, 5 T

2 2 0,95 0,48 0,0525 j

FE FE j

Bk l h

−Φ ⋅

= = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.3.38)

în care:

[ ]1

74 544, 75 5, 25 cm

2 2e

j c

D Dh h

− −= − = − = ; (3.3.39)

a) Inducţia aparentă maximă în dinţii statorului va fi:

[ ]2

11max 2

1min

2,35 10 0,525 0,81,73 T

0,95 0,48 1,25 10i

d

FE FE d

t l B B

k l b

δ −

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.3.40)

1mind b = lăţimea minimă a dintelui;

[ ]1min 1 21,4 9,5 11,9 mmd cb t b= − = − = ; (3.3.41)

b) Valoarea exactă a densităţii de curent (după definitivarea dimensiunilor conductoarelor icrestăturii):

21

1

45,66,25 A/mm

1 7,29 N

Cu

I J

a S = = =

⋅ ⋅; (3.3.42)

c) Valorile rapoartelor dimensiunilor constructive:

1

1

110,46

23,5cb

t β = = = ; (3.3.43)

4,750,168

28,2ch

β τ

= = = ; (3.3.44)

47,5 5,3211

c

c

h

b β = = = ; (3.3.45)



34

3.4. Calculul lăţimii întrefierului

În cazul în careδ este mai mare, reactanţa sincronă longitudinală are o valoare mică i deci

maxM i k l sunt mari.

De obicei pentru mainile normale cu poli aparenţi i varianta combinată.

1 1,6d x = ÷ u.r., în medie 1, 3d x = u.r.,

- lăţimea întrefierului δ , la mainile sincrone cu poli aparenţi i varianta combinată sedetermină cu relaţia:

( ) ( ) [ ]

4 4

1

0,36 10 0,36 10 388 28, 20,38 cm

1,07 1,3 0,12 0,8d

A

k x x Bσ δ

τ δ

− −⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

= = =⋅ − ⋅ ⋅ − ⋅

; (3.4.1)

în care:

1 xσ - este reactanţa de scăpări pe fază, care se estimează în limitele: 0,08-0,15u.r.k - coeficient ce ţine scama de creterea tensiunii magnetice a întrefierului, datorită

existenţei întrefierului parazitar de îmbinare dintre polii i jugul rotorului:

k' =1,05 + 1,1 - pentru jugul rotorului din oţel.

Se stabilete valoarea rotunjită δ =4 [mm].

3.5. Dimensionarea circuitului magnetic

Dimensionarea circuitului s-au f ăcut odată cu calculul lăţimii întrefierului.

3.5.1. Diametrul exterior al rotorului Lăţimea piesei polare:

[ ]2 54 2 0,4 53,2 cmr D D δ = − = − ⋅ = ; (3.5.1)

Laţimea razei polare:

[ ]0,7 28, 2 19,7 cm p pb α τ = = ⋅ = ; (3.5.2)

Raza de formă a polului:

( ) ( ) [ ]

2 2

5422,13 cm

8 8 54 0,8 0, 42 2

19,7

p

M

p

D R

D

b

δ δ = = =

⋅ − ⋅ ⋅ −+ +

; (3.5.3)

unde:

2 M δ

δ

= ; (3.5.4)

i deci:



35

[ ]2 2 4 0,8 cm M δ δ = ⋅ = ⋅ = ; (3.5.5)

Înălţimea piesei polare:

[ ]

2 2' 2 2 19,7

1,5 22,13 22,13 4 cm2 2

p

p p p p

bh h R R

= + − − = + − − =

; (3.5.6)

în care s-a luat, constructiv [ ]' 1,5 cm ph = ;

3.5.2. Dimensiunile polului:

Lăţimea polului:

[ ] [ ]2

1,15 7,2 10 0,09051 m 9 cm0,97 0,59 1,6m

FE m m

bk l B

σ −

⋅ Φ ⋅ ⋅= = = ≅⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.5.7)

în care:

• Coeficientul de scăpări σ se determină cu relaţia:

2 2

35 35 0, 41 1 8,5 1,15

28,2k σ

δ σ

τ

⋅ ⋅= + ⋅ = + ⋅ = ; (3.5.8)

Unde 8,5k σ = pentru h p = 4 [cm];

Lungimea polului:

[ ] [ ]2 cm 57 2 59 cmm gl l= + = + = ; (3.5.9)

Inducţia în miezul polului: [ ]1, 6 Tm B = ;

0,97Femk = pentru tole de tablă de 14- 2 [ ]mm grosime din care se vor face polii.

Înălţimea polului:

( ) [ ] [ ]1,05 1,15 1,1 9 9,9 cm 10 cmm mh b= ÷ = ⋅ = ≅ ; (3.5.10)



36

3.5.3. Dimensiunile jugului rotorului:

Înălţimea jugului rotorului este:

[ ]2

2

2 2

1,15 7,2 104,35 cm

2 2 0,97 0,7 1,4 j

Fem j j

h

k l B

σ −⋅ Φ ⋅ ⋅

= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.5.11)

unde:

( )[ ] [ ]2 10 20 cm 59 11 70 cm j ml l= + ÷ = + = ; (3.5.12)

[ ]2 1, 4 T j

B = ;

Diametrul interior al rotorului:

( ) ( ) [ ]22 54 2 0, 4 4 10 4,35 16,5 cmir p m j D D h h hδ = − + + + = − + + + = . (3.5.13)

3.6. Dimensionarea înf ăurării de amortizare

Înf ăurarea de amortizare se montează în piesele polare ale polilor aparenţi, cel maifrecvent barele de amortizare având secţiune rotundă.

Înf ăurarea de amortizare se dimensionează, orientativ, din condiţiile unei amortizăricorespunzătoare a câmpurilor de succesiune inversă la generator.

3.6.1. Secţiunea totală a barelor pe pol:

( ) ( ) 2

1

388 28,20,15 0,3 0,15 0,3 262,5 525 mm

6,25a

AS

J

τ ⋅ ⋅ = ÷ ⋅ = ÷ ⋅ = ÷ ∑ ; (3.6.1)

3.6.2. Pasul crestăturii înf ăurării de amortizare t a se stabilete având în vedere micorareape cât posibil a pierderilor în bare date de câmpurile de succesiune inversă.

Astfel, considerând:b d

q ac c

= + = ; (3.6.2)

1 72 6 84 1

2 2 3 3 2 2

Z q

pm= = = = + =

⋅ ⋅; (3.6.3)

deci rezultă:

a=1; b=6; c=2; d=8

Se recomandă, pentru 9d < , ca 1 10,8at t t ⋅ < < .



37

Rezultă [ ]1,75 cma

t =

Pentru generatoare se preferă barele din cupru, pentru că pierderile suplimentare sunt mici.

3.6.3. Numărul de bare pe poli:

19,7 1,7510,25

1,75 p a

a

a

b t n

t

− −= = = ; (3.6.4)

Se adoptă: na =10

3.6.4. Secţiunea unei bare de amortizare:

2262,5 52526, 25 52,5 mm10

a

a

a

S

S n

÷

= = = ÷ ∑

; (3.6.5)

3.6.5. Diametrul barei de amortizare, considerând barele rotunde

( )[ ]

4 26, 25 52,545, 77 8,17 mma

a

S d

π π

⋅ ÷⋅= = = ÷ ; (3.6.6)

Din STAS 391-72, pentru o amortizare mai bună, amortizare ca generator se ia

[ ]9 mmad = , pentru care secţiunea este 263,2 mmaS = .

Se adoptă pentru istmul crestăturii [ ]0 0 2,5 mmh b= = .

3.6.6. Secţiunea transversală a inelului de scurtcircuitare:

( ) ( ) ( ) 20,4 0,5 0, 4 0,5 50, 24 10 200,9 251,2 mma a as s n = ÷ ⋅ ⋅ = ÷ ⋅ ⋅ = ÷ ; .(3.6.7)

Conform STAS 2873-78 se adoptă pentru inelul de scurtcircuitare, bară din cupru, dedimensiuni:

6-40 = 239 [mm2].

3.7. Parametrii înf ăurării indusului în regim staţionar

După cum s-a menţionat, înf ăurarea statorului fiind pentru înaltă tensiune, este construită dinconductor profilat, în două straturi, cu bobine izolate (secţii rigide) .

a) Lungimea frontală a bobinei statorului, se determină efectuând la scară construcţia grafică indicată în figura 3.2. Valorile dimensiunilor constructive sunt luatedin tabelul 2.



38

Fig.3.2.- Determinarea grafică a lungimii frontale a bobinelor în două straturi, din conductorprofilat i din bare.

Pentru construcţia grafică s-au folosit următoarele valori:

( ) ( )[ ]1

1

54 4,752,56 cm

72c

med

D ht

Z

π π ⋅ + ⋅ += = , (3.7.1)

1 10 y = ;

Conform tabelului 2, rezultă:

a=4[cm]; r=3,5[cm]; 1r =1[cm];iz

∆ =0,5[cm]=5[mm],

iar, [ ]1 1 10 2,56 25,60 cmmed y t ⋅ = ⋅ = ;

Tabelul 2.

Valorile cotelor (cm)Pt.j.t. (U N <1000V) Pt. î.t. (U N >1000V)

a 1,5 + 2,5 3,5 + 5

r 0,5 + 1 3 + 4

1r 0,5 + 1 1 + 1,5

iz∆ 0,1 + 0,15 0,5 + 0,6

Tabelul 2 - Valorile cotelor capătului de bobină pentru înf ăurări în două straturi



39

Din construcţia la scară lungimea frontală a bobinei stator, măsurată pe vedereadesf ăurată din stânga figurii 2, se determină cu relaţia:

( ) ( ) [ ]1 2 2 0,04 0,22 0,0 58,5 cm f ABCDF BC med l l a l r π π = = + + ⋅ = ⋅ + + ⋅ = ; (3.7.2)

unde:

BC l -s-a măsurat pe desenul la scară, pe vederea desf ăurată a bobinei în m, iar

1 / 2med br r h= + , de asemeni în [m].

b) Lungimea medie a unei jumătăţi de spiră a înf ăurării statorului este:

[ ]1 57 58,5 115,5 cmwmed g f

l l l= + = + = ; (3.7.3)

c) Rezistenţa pe fază a înf ăurării statorului, se calculează cu relaţia:

11

1

1,87 45,61 0,0246 . .3464

N r

N

R I r k u r

U

⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ = ; (3.7.4)

în care k r =1, iar 1 R , rezistenţa ohmică pe fază a înf ăurării indusului, se determină cu relaţia:

[ ]11

1

1 5541,38 1,87

56 7,29 1Cu

L R

s a ρ = ⋅ = ⋅ ⋅ = Ω

⋅ ⋅; (3.7.5)

unde L, =lungimea totală a conductoarelor unei faze i unei căi de curent în paralel, este:

[ ]1 2 2 240 1,155 554 mwmed

L w l= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (3.7.6)

d) Permeanta specifică a scăpărilor în crestătură:

1 4 2 41

37 5,6 7,95 5,60,906 0,875 1,62

3 4 3 11 11 4 11c

c c c

h h h hk k

b b b

β β λ − −

= ⋅ + ⋅ + = ⋅ + ⋅ + =

⋅ ⋅

; (3.7.7)

în care:

' 1 3 1 3 0,8330,875

4 4 y

k β

β + ⋅ + ⋅= = = ; (3.7.8)

'1 30, 25 0, 75 0,875 0,906

4 4k k β β = + ⋅ = + ⋅ = ; (3.7.9)



40

e)

Permeanta specifică a scăpărilor diferenţiale, se calculează cu relaţia:

( ) ( )2 2

1 1 01 21 1

2,35 4 0,926 1 0,950,9 0,9 0,6 10 0,344

1,2 0,4w d

d d

c

t q k k

k

ρ λ σ

δ

−⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

= ⋅ = ⋅ ⋅ =⋅ ⋅

; (3.7.10)

în care:

1 2 1,19 1,01 1,20c c ck k k = ⋅ = ⋅ = ; (3.7.11)

unde:

11

1 1

2,351,19

2,35 0,97 0, 4c

t k

t γ δ = = =

− ⋅ − ⋅; (3.7.12)

cu:

2 2

1

114

0,9711

554

a

a

δ

δ

δ γ

δ

= = =

++

; (3.7.13)

2

2

1,751,01

1, 75 0, 069 0, 4a

c

a

t k

t γ δ = = =

− ⋅ − ⋅; (3.7.14)

cu:

2 2

0

20

2,54

0,0692,5

554

b

b

δ γ

δ

= = =

++

; (3.7.15)

2 2

011

1,11 0,033 1 0,033 0,95

0, 4 2,35

ak

t

δ

δ = − = − =

− −; (3.7.16)

1 1d ρ = ;

21 0,6 10d σ −

= ⋅ pentru q=4.

f)

Permeanţa specifică a scăpărilor prin capetele dinţilor, este dată de relaţia:

1

0,455 3 1 3 0,833 11,1 0,246

0,44 45 45 4 1,1

y

a

a

δ

δ

β δ γ

δ

⋅⋅⋅ + ⋅ +

= ⋅ = ⋅ =

+ ⋅+ ⋅

; (3.7.17)



41

g)

Permeanţa specifică a scăpărilor în părţile frontale este dată de relaţia:

( ) ( )1 1

40,34 0,64 0,34 58, 2 0,64 0,833 28, 2 1,12

52,5 f f y

i

ql

lλ β τ = ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ = ⋅ − ⋅ ⋅ = ; (3.7.18)

h) Permeanţa specifică totală a înf ăurărilor statorului este dată de relaţia:

1 1 1 1 1 2,06 0,304 0,246 1,18 3,79c d z f λ λ λ λ λ = + + + = + + + =∑ ; (3.7.19)

i) Reactanţa de scăpări pe fază a înf ăurării statorului, este:

11

1

6,63 45,6 0, 087 . .3464

N

N

X I x u r U

σ σ

⋅ ⋅= = = ; (3.7.20)

în care 1 X σ se determină cu relaţia:

[ ]

2

11 1

2

0,158100 100

50 240 52,50,158 3,33 6,63100 100 3 4

il f w X

p qσ λ

= ⋅ ⋅ ⋅ =

⋅

= ⋅ ⋅ ⋅ = Ω ⋅

∑; (3.7.21)

j) Reactanţa utilă (nesaturată) corespunzătoare fluxului de reacţie longitudinală a indusului, se determină conform relaţiei:

'0

0,875 91201, 28 . .

1,07 5823ad a

ad

m

k F x u r

k U δ

⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅; (3.7.22)

în care:

[ ]240 0,926

0,9 0,9 3 45,6 9120 A3

wa N

w k F m I

p

⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ = ; (3.7.23)

[ ]30 7

0

0,82 2 1, 2 4 10 5823 A

1,055 4 10m c

E

BU k

k

δ δ δ

µ π

−

−= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

⋅ ⋅ ⋅; (3.7.24)

' 1,07k =

iar pentru 0,7; / 2; / 0,0142 p M α δ δ δ τ = = = se alege din grafice 0,875aqk =



42

k) Reactanţa utilă (nesaturată) corespunzătoare fluxului de reacţie transversală aindusului, se determină conform relaţiei:

0

1 0, 4 9120 1 1,20,69 . .

2 5823 2ad a c

ad

m

k F k x u r

U δ

⋅ + ⋅ += ⋅ = ⋅ = ; (3.7.25)

unde, pentru 0,7; / 2; / 0,0142 p M α δ δ δ τ = = = se alege din grafice 0,4aqk =

l) Reactanţa sincronă longitudinală, este dată de relaţia:

1 1,28 0,087 1,37 . .d ad x x x u r σ = + = + = ; (3.7.26)

m)

Reactanţa sincronă transversală este dată de relaţia:

1 0,69 0,087 0,78 . .q aq x x x u r σ = + = + = ; (3.7.27)

n) Reactanţa homopolară este dată de relaţia:

( )

( )

2

00 0 0

2 21 1 1

7

2 2 2

0,52 2 2 1 7 24

3 27 18 34 10 9120 0,525 2 3 0,5 1, 28 2

1,08 0,392 4 0,8330,926 7 10 72 0,875 0,926 3

2 3

72

a i ad C f y y

w N ad w

F l x p p x

k Z k k Z

π µ λ λ β β

π π −

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ − ⋅ + + ⋅ − =

⋅ Φ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

= ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

⋅⋅

2 21 7 2 2

0,833 0,833 0,0847 . .27 18 3 3

u r

+ + − − − =

(3.7.28)

unde

0C λ - permeanţa specifică a scăpărilor în crestătură, pentru curenţii homopolari, care

pentru crestături dreptunghiulare deschise se determină cu relaţia:

( ) ( ) ( )

( ) ( ) ( )

1 40 2

13 2 9 5 9 8

12 12

1 37 5,63 0,833 2 7,95 9 0,833 5 9 0,833 8 1,08

11 12 12

C y y y

C

h hh

bλ β β β

= ⋅ − ⋅ + ⋅ − − ⋅ − =

= ⋅ − ⋅ + ⋅ − − ⋅ − =

(3.7.29)

iar 0 f λ - permeanţa specifică a scăpărilor frontale, pentru curenţii homopolari, care se determină cu

relaţia:( )0 10, 2 0,5 0,35 1,12 0,392 f f λ λ = ÷ = ⋅ = ; (3.7.30)



43

3.8. Caracteristicile magnetice i solenatia de excitaţie la sarcină nominală

3.8.1. Tensiunile magnetice i tensiunea magnetomotoare la te.m. nominală:

Tensiunea magnetică a întrefierului principal pe o pereche de poli este:

[ ]37

0

0,82 2 1, 20 4 10 6144 A

4 10m C

BU k δ

δ δ µ π

−

−= ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

⋅ ⋅; (3.8.1)

Tensiunea magnetică a dinţilor indusului pentru o pereche de poli:

a) Lăţimile dintelui în cele trei secţiuni se determină cu relaţiile:

[ ]min 1 1 2,35 1,1 1,19 cmd cb t b= − = − = ; (3.8.2)

( ) ( )[ ]1

11

54 4,751,1 1, 46 cm

72c

dmed c

D hb b

Z

π π ⋅ + ⋅ += − = − = ; (3.8.3)

( ) ( )[ ]1

11

2 54 2 4,751,1 1, 66 cm

72c

dmed c

D hb b

Z

π π ⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅= − = − = ; (3.8.4)

b) Inducţiile aparente în cele trei secţiuni ale dintelui se determină cu relaţiile:

[ ]2

' 1max 2

min

2,35 10 0,525 0,81,73 T

0,95 0,48 1,25 10i

d

Fe Fe d

t l B B

k l b

δ −

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.8.5)

[ ]2

' 12

2,35 10 0,525 0,81,48 T

0,95 0,48 1,46 10i

dmed

Fe Fe dmed

t l B B

k l b

δ −

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.8.6)

[ ]2

' 12

max

2,35 10 0,525 0,81, 3 T

0,95 0,48 1,66 10i

dmed

Fe Fe d

t l B B

k l b

δ −

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.8.7)

Fig 3.3.



44

c) Întru-cât toate inducţiile sunt mai mici decât 1,8 T, din curba de magnetizare a tablei de o ţelelectrotehnic laminată la rece cu cristale neorientate, pentru inducţiile de mai sus rezultă:

[ ]max 95 A/cmd H = ;

[ ]18 A/cmdmed H = ;

[ ]min 7 A/cmd H = ;

Valoarea medie a intensităţii câmpului magnetic este dată de relaţia:

( ) ( ) [ ]1 max min1/ 6 4 1/ 6 95 4 18 7 29 A/cmd d dmed d H H H H = + + = + ⋅ + = ; (3.8.8)

Tensiunea magnetică a dinţilor:

[ ]1 1 12 2 4,75 29 275,5 Amd c d U h H = ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (3.8.9)

Tensiunea magnetică a jugului statorului pentru o pereche de poli

a) Lungimea medie a liniei de câmp:

( ) ( )[ ]

1

1

74 5, 2536 cm

2 2 3e f

j

D h L

p

π π − −= = =

⋅; (3.8.10)

b) Tot din curba de magnetizare a tablei de oţel electrotehnic laminată la rece cu

cristale neorientate, rezultă că pentru 1 j B = 1,52 [T] avem:

[ ]1

22 A/cm j

H = ;

Tensiunea magnetică a jugului statorului este următoarea:

[ ]1 1 1 1 0,38 36 20 273 Amj j jU L H ζ = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (3.8.11)

unde 1 0,38ζ = s-a ales pe cale grafică în funcţie de 1 j B .

Tensiunea magnetică a polului pentru o pereche de poli:

a) Coeficientul de scăpări al rotorului, este dat de relaţia:



45

2

2

0,816 101 1 1,11

7,2 10σ σ

−

−

Φ ⋅= + = + =

Φ ⋅; (3.8.12)

în care σ Φ se determină cu relaţia:

[ ]7 26692 12,2 10 0,816 10 Wbm dj scU σ δ λ − −Φ = ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ ; (3.8.13)

cu:

[ ]1 1 6144 275,5 273 6692 Am dj m md mjU U U U δ δ = + + = + + ≈ ; (3.8.14)

i pemeanţa totală a câmpului de scăpări al poluluisc

λ se determină conform relaţiei:

7 7 78,1 10 4,09 10 12, 2 10sc m pλ λ λ − − −= + = ⋅ + ⋅ ⋅ ; (3.8.15)

unde:

0

7 7

2 ln 12 2

10 10 92 4 10 0,59 ln 1 8,1 10

2 10 10 2 10

m m m

m mm m m

h h bl

c l c

π λ µ

π

π π

π

− −

⋅= ⋅ ⋅ + + =

⋅ ⋅ ⋅

⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + + = ⋅

⋅ ⋅ ⋅

(3.8.16)

este permeanta de scăpări în corpul polului, în care deoarece 2p=6, pentru cm se poate folosirelaţia:

( )

( )[ ]

22

2 2

2 2

2

54 2 0,4 2 4 10 89 10 cm

2 3

p m m

m m

D h h bc b

p

π δ

π

− + + + = − =

− ⋅ + ⋅ + + = − =

⋅

(3.8.17)

iar

0

7 7

22 ln 1

2

1,5 2 3,16 19,72 4 10 0,59 ln 1 4,09 10

6,83 59 2 6,83

p pm p

p p

p p p

h h bl

c l c

π λ µ

π

π π

π

− −

⋅= ⋅ ⋅ + + = ⋅ ⋅

⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + + = ⋅

⋅ ⋅

(3.8.18)

este permeanta de scăpări în zona piesei polare, în care deoarece 2p=6, pentru c p se poate folosirelaţia:

( )

( )[ ]

2' 2

2 2

2 2

2

54 2 0,4 2 4 1,5 19,719, 7 6,83 cm

2 3

p m p

p m

D h h bc b

p

π δ

π

− + + + = − =

− ⋅ + ⋅ + + = − =

⋅

(3.8.19)

[ ]'2 2 4 1,5

3,16 cm3 3

p p

pm

h hh

+ ⋅ += = = ; (3.8.20)



46

b) Cele trei valori ale inducţiei magnetice în corpul polului sunt:

[ ]2

max

1,11 7,2 101,55 T

0,97 0,59 0,09m

Fem m m

Bk l b

σ −⋅ Φ ⋅ ⋅

= = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅

; (3.8.21)

( ) ( )[ ]

7

7

min max

4,09 101,11 1112,2 101,55 1,44 T

1,11

p

m m B B

λ σ λ

σ

−

−

⋅−−⋅

= = = ; (3.8.22)

( ) ( ) [ ]min max min

3 31,44 1,55 1,44 1,52 T

4 4mmed m m m B B B B= + − = + − = ; (3.8.23)

Corespunzător inducţiilor de mai sus, din tabela de magnetizare a tablei de oţel cu grosimea

[ ]1 2 mm÷ (pentru poli), rezultă intensităţile câmpului magnetic:

[ ]max 30,5 A/cmm H = ;

[ ]26,6 A/cmmmed H = ;

[ ]min 17 A/cmm H = ;

Valoarea medie a intensităţii câmpului magnetic, se determină conform relaţiei:

( ) ( ) [ ]max min

1 14 30,5 4 26,6 17 25,6 A/cm

6 6m m mmed m H H H H = + + = + ⋅ + = ; (3.8.24)

Tensiunea magnetică a polului este:

( ) ( ) [ ]2 2 10 4 25,6 716 Amn m p mU h h H = + = ⋅ + ⋅ = ; (3.8.25)

Tensiunea magnetică a întrefierului de îmbinare, dintre pol i jugul rotoruluipentru o pereche de poli, se calculează cu relaţia:

[ ]3max7

0

1,552 2 0,15 10 372 A

4 10m

m imb imb

BU δ δ

µ π −

−= = ⋅ ⋅ ⋅ =

⋅ ⋅; (3.8.26)

unde:

[ ]0,015 cmimbδ = , jugul rotorului fiind din tole de tablă din oţel.

Tensiunea magnetică a jugului rotorului pentru o pereche de poli:

a) Lungimea medie a liniei de câmp în jugul rotorului este:



49

1 1 1max min

0,763; 0,867; 1,01;c i c i c id d d

Fe Fe d Fe Fe dmed Fe Fe d

b l b l b lk k k

k l b k l b k l b

⋅ ⋅ ⋅= = = = = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

maxd H A/cm 2 10 52 95 300 525

dmed H A/cm 1,5 5 10 18 90 125

mind H A/cm 1,2 3 5,5 7 20 37,5

1d H A/cm 1,35 4,46 10,16 22,91 79,66 121

1 1 12md c d U h H = ⋅ A 14,5 52,5 154,3 275,5 1076 1681

112 j

Fe Fe j

Bk l h

Φ=

⋅ ⋅ ⋅

T 0,78 1,207 1,42 1,5 1,74 1,84

1 j H A/cm 1,3 5,1 12 20 100 160

1 1 1 1mj j jU L H ζ = ⋅ ⋅ ( )1ζ

A 29(0,62)

93,6(0,51)

173(0,4)

273(0,38)

1080(0,3)

1613(0,28)

1 1 1m dj m md mjU U U U δ δ = + +

A 3245 5096 6150 6692 9319 10864

1sc m djU σ δ λ Φ = ⋅ ^•10~ 0,395 0,62 0,75 0,816 1,136 1,325

m σ Φ = Φ + Φ

( ) / mσ = Φ Φ

Wb -IO" 4,14(1,105)

6,42(1,106)

7,570.11)

8,010.11)

9,530.13)

10,2 0,15)

maxm

m

Fem m m

Bk b l

Φ=⋅ ⋅

T 0,8 1,24 1,46 1,55 1,85 1,98

minm B T 0,75 1,16 1,36 1,44 1,71 1,8

mmed B T 0,787 1,22 1,43 1,52 1,81 1,93

maxm H A/cm 4,05 9,2 18,35 30,5 148 215

minm H A/cm 3,75 7,75 13 17 75,3 119

mmed H A/cm 4 8,8 16,45 26,6 124 235

m H A/cm 3,96 8,69 19,19 25,6 119,8 212,3

( )m 2m m p mU h h H = + A 111 243 537 716 3354 5945

max

0

2 m imbmimb

BU

δ

µ

⋅ ⋅=

A 191 296 349 372 442 473

22 22

m

j

Fem j j

Bk l h

Φ==

⋅ ⋅ ⋅

T 0,61 0,945 1,114 1,18 1,40 1,5

2 j H A/cm 3 5,2 7,03 8,08 14,9 22,7



50

2 2 2mj j jU L H = ⋅ A 32 55 74 85 156 238

2mR mm m imb mjU U U U δ = + +

T 334 594 960 1173 3952 6652

1mi m dj mRU U U δ = +∑ A 3579 3690 7110 7865 13271 17250

'0 / N Φ = Φ Φ u.r. 0,55 0,85 1 1,055 1,28 1,3

'0 / m m N Φ = Φ Φ u.r. 0,6 0,94 1,11 1,17 1,39 1,49

'0 / N σ σ Φ = Φ Φ u.r. 0,057 0,09 0,11 0,12 0,166 0,194

'

0 / mi mi m N U U U =∑ ∑ u.r. 0,503 0,8 1 1,106 1,866 2,46

'1 1 0 / m dj m dj m N U U U δ δ = u.r. 0,456 0,716 0,864 0,941 1,31 1,527

'0 / mR mR m N U U U = u.r. 0,046 0,083 0,135 0,164 0,555 0,936

B. Solenaţia de excitaţie la sarcină nominală Se determină cu metoda caracteristicilor magnetice parţiale. Astfel, raportul de saturaţie, este datde relaţia:

' '1

' ''

0,91,06

0,85m dj

m

U PP

U PP

δ

δ

= = = ; (3.8.37)

pentru care din grafice, deoarece / 2mδ δ = rezultă:

0,978sd k = ;

0,9sqk = ;

1 0,00105k = ;

Solenatia de reacţie a indusului, în u.r., este:

0

91201,28 . .

7110a

a

m N

F F u r

U = = =

; (3.8.38)

Solenatia transversală, cu influenţa saturaţiei magnetice, este determinată cu relaţia:

0,9 0,4 1,28 0,46 . .sq aq ak k F u r ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =

; (3.8.39)

pentru care rezultă:

0 0,55 . .q E u r =

;

După determinarea direcţiei axei (q) rezultă:

50Ψ = ;

Solenatia „eficientă" de reacţie a indusului care ţine cont de efectul demagnetizant alcomponentelor longitudinală i transversală este:



51

'1sin cos

0, 978 0,875 1, 28 sin 50 0, 00105 28, 2 / 0, 4 1, 28 cos 50 0,9 . .

sqadq ad a aF k k F k F

u r

τ

δ = ⋅ ⋅ ⋅ Ψ + ⋅ Ψ =

= ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ =

(3.8.40)

Din construcţia grafică rezultă solenatia de excitaţie la sarcină nominală, în u.r.

'

1,9 . .eN OK F u r = =

; (3.8.41)Pentru a lucra acoperitor, ca urmare a unor abateri de la curbele de magnetizare sau uoaremodificări de dimensiuni constructive, se majorează valoarea obţinută cu circa 4 ÷ 6% rezultând:

( ) ( )' '1,04 1,06 1,97 2,014 . .eN eN F F u r = ÷ = ÷

; (3.8.42)

Solenaţia de excitaţie la sarcină nominală, în A, este:

( ) [ ]' '0 1,97 2,014 7110 14006 14320 A .eN eN m N F F U = ⋅ = ÷ ⋅ = ÷

; (3.8.43)

Se adoptă valoarea [ ]14500 AeN F = ;

Căderea de tensiune, în procente, este:

1,24 1100 100 24

1

KH KGU

KG

− −∆ = = = % (3.8.44)

care se încadrează în limitele impuse de STAS 1893-78, conform căruia căderea de tensiuneprocentuală nu trebuie să depăească 50%.

3.9. CALCULUL ÎNFĂURĂRII DE EXCITAŢIE

Înf ăurarea de excitaţie, fiind situată pe rotor, este solicitată la acţiunea forţei centrifuge. Deaceea, construcţia înf ăurării de excitaţie trebuie să fie destul de rigidă, pentru ca să nu suferedeformaţii în funcţionare sau să apară fenomenul de măcinare a izolaţiei, datorită vibraţiilorposibile în funcţionare i deci pericolul străpungerii mai ales faţă de masă.

De aceea înf ăurarea de excitaţie la mainile cu poli aparenţi de puteri mijlocii i mari, seconstruiete din bare îndoite pe muchie într-un strat sau în două straturi.

Astfel la mainile sincrone cu poli aparenţi se indică următoarele domenii orientative pentrutensiunea de excitaţie:- pentru bobine din bare îndoite pe muchie [ ]24 80 VeN U = ÷ .

3.9.1. Secţiunea conductorului înf ăurării de excitaţie, considerând că toate bobinele sunt înserie, este dată de relaţia:

24 14500 1,431,1 1,1 0,0265 36, 26 mm

50eN emed

ce

e

p F ls

U ϑ ρ

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (3.9.1)

unde s-a ales [ ]50 Ve

U = ;



52

1,1 - reprezintă un factor de acoperire al diferitelor erori care s-ar putea strecura incalculul lui enF ;

ϑ ρ - rezistivitatea materialului pentru conductorul de excitaţie în 2mm / m Ω , la

temperatura ( )C ϑ . Pentru clasa de izolaţie F i 140 C ϑ = (pentru a lucra acoperitor)

2140 201, 48 0,0265 mm / m ρ ρ ≈ ⋅ = Ω ;

emed l - lungimea medie a spirei înf ăurării de excitaţie.

Pentru polii aparenţi cu bobine din bare îndoite pe muchie se stabilesc:

[ ]20 mm p

∆ =

[ ]' 2 59 2 2 63 cmm m pl l= + ∆ = + ⋅ = ; (3.9.2)

( ) ( ) [ ]19,7 91 1,1 1 1,1 5,35 5,87 cm2 2

p mb bb − −≈ ÷ = ÷ = ÷ ; (3.9.3)

În cadrul acestor limite ale lăţimii conductorului considerând bobina din conductor îndoit pemuchie, se va stabili conform STAS 2873-78, lăţimea conductorului între 30+36mm . Se adoptă preliminar

b=36 [mm];

lungimea medie a spirei înf ăurării de excitaţie se determină cu relaţia:

( ) ( )( ) ( ) [ ]

2 2 2 0,12 59 2 1,5 9 2 0,25 0,1 3,6 143 cm

emed m m izl l b b bπ δ

π

= − + + + =

= ⋅ − ⋅ + + ⋅ + ⋅ = (3.9.4)

în care constructiv din desenul la scară se adoptă:

[ ] [ ]15 mm 1,5 cmb = = ;

[ ]0,25 cmizδ = ;

Din STAS 2873-78 se ia conductorul din CuEm (cupru electrotehnic moale) având

secţiunea:21,06 36 37,9 mma b × = × = ;

Din figura rezultă că raza de îndoire pe muchie a conductorului va fi

[ ]9

0, 25 4,75 cm2 2m

iz

b R δ = + = + = ; (3.9.5)

Verificarea razei pentru posibilitatea îndoirii pe muchie se face cu relaţia:

[ ]2 2360,05 0,05 6,12 cm

1,06c

b R R

a≥ = ⋅ = ⋅ = ; (3.9.6)



53

Deoarece R> Rc rezultă că acest conductor se poate îndoi pe muchie.

Figura 3.4. Secţiune transversală printr-un pol aparent cu bobine dm conductor îndoit pemuchie

Curentul de excitaţie este dat de relaţia:

[ ]35,5 3, 25 115 Ae ce e I s J = ⋅ = ⋅ ≈ ; (3.9.7)

unde pentru rotor cu poli aparenţi 22,5 4 A/mme J = ÷ i s-a adoptat 23,5 A/mme J = ;

• Numărul de spire pe pol este dat de relaţta:

1450063,04

2 2 115eN

e

e

F w

I = = =

⋅ ⋅; (3.9.8)

Se ia 63 / ew spire pol= pentru care rezultă:

[ ]14500

115 A2 2 63

eN e

e

F I

w= = =

⋅ ⋅; (3.9.9)

Astfel curentul de excitaţie la funcţionarea în gol va fi:

[ ]0 711056, 4 A

2 2 63m N

e

e

U I

w= = =

⋅ ⋅; (3.9.10)

Rezistenţa ohmică a înf ăurării de excitaţie reiese din relaţia:

[ ]2 2 3 63 1,430,0256 0,435,5

e ee

ce

p w l Rs

ϑ ϑ ρ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = ⋅ = Ω ; (3.9.11)



54

Verificarea tensiunii de excitaţie:

[ ]0 0, 4 115 46 VeN e e eU U R I ϑ = = ⋅ = ⋅ = ; (3.9.12)

• Tensiunea de excitaţie la funcţionarea în gol este:

[ ]0 0 0,75 0, 4 56,4 3 20 Ve N e e a eN U U R I ϑ = = ⋅ = ⋅ ⋅ + = ; (3.9.13)

Unde 0,75e a e R Rϑ ϑ ≈ este rezistenţa excitaţiei la 50a C ϑ ≈ .

• Puterea de excitaţie nominală:

[ ] [ ]49 115 5635 W 5,635 kWeN eN eN P U I = ⋅ = ⋅ = = ; (3.9.14)

3.10. PARAMETRII ÎNFĂURĂRILOR ROTORULUI ÎN REGIM STAŢIONAR

3.10.1. Parametrii înf ăurării de excitaţie

A.

Rezistenţa înf ăurării de excitaţie:

( ) ( )2 2

2 2 21 1

1,33 10 10,875 91201 0,0246

50 7 10 63 35,5

0, 0035 . .

ad a emed e de

N e ce

k F lr k

f w s

u r

ϑ ρ π π −

+= ⋅ ⋅ + = ⋅ ⋅ =

⋅ Φ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

=

; (3.10.1)

unde dek - coficientul de multiplicare al rezistenţei de descărcare, faţă de rezistenţa proprie a

înf ăurării de excitaţie. Deoarece această rezistenţă se introduce în rotor numai în perioadapornirii în asincron, rezultă că pentru generator acest coeficient are valoarea zero.

B. Reactanfele înf ăurării de excitaţie:

a) reactanţa totală a înf ăurării de excitaţie:

20

1

72

2

28

4 10 9120 0,525 8 2 0,8750,875 0,861 1,28 1,533 . .

7 10 1,14

a i ad e ad es ad

N B

F l k x k x

k

u r

µ λ

π

π

π

−

−

⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

Φ

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅

(3.10.2)

în care:

0, 307 0, 554 0,861es ml plλ λ λ = + = + = ; (3.10.3)

unde:

9,5 90, 29 / 0,112 / 0,29 0,112 0,307

10 59ml m m m mh c b lλ = + ⋅ = ⋅ + = ; (3.10.4)



55

2

2

41,12 0,25 0,44 0,2 0,32 0,52 2

19,74 0,4 19,7 9 19,7 94 541,12 0, 25 0,44 0,2 0,32 0,5 0,5546,83 2 6,83 2 6,83

p

p p m p m

pl

p p p

bh b b b b D

c c c

δ λ

+ − − −⋅ = − + + − + =

+ − − − ⋅= − + + − + = ⋅ ⋅

(3.10.5)

b) Reactanţa de scăpări a înf ăurării de excitaţie:

1,533 1, 28 0, 253 . .e e ad x x x u r σ = − = − = ; (3.10.6)

3.10.2. Parametrii înf ăurării de amortizare

A. Rezistenţele înf ăurării de amortizare

a) Rezistenţa după axa longitudinală, pentru inelul de scurtcircuitare complet, raportată lastator i în unităţi relative este:

1 1

2

1

2 4

9120 1 4 0,63 1 0,282 1,3 10,0246

2 50 7 10 50,24 239 4 1,3

0,31 . .

a r b b i d d

N a i D

F k k l k C r

f s s C

u r

ϑ

τ ρ

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅ Φ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅

=

(3.10.7)

unde pentru 10an = i unghiul 2 β e dat de relaţia:

( )12 180 100,53a a

n t β

τ

− ⋅= ⋅ = ; (3.10.8)

rezultă:1,3

1,3d

D

C

C

=

=

r k - coeficientul de majorare a rezistenţei barelor de amortizare datorită refulării curentului

care pentru [ ] [ ]9 mm 12 mmad = < are valoarea k r =1.

,b ik k - raportul dintre rezistivitatea materialului barelor ( )bk , respectiv inelului de

scurtcircuitare ( )ik i rezistivitatea cuprului, care pentru bare din cupru au valorile

1, 1b ik k = = .lb - lungimea barei de amortizare.



56

b ml l= + lăţimea inelului=59 + 4 = 0,63 [ ]m .

b) Rezistenţa după axa transversală, pentru inelul de scurtcircuitare complet, raportată lastator i în unităţi relative:

1 1

2

12 4

9120 1 4 0,63 1 0, 282 3 10,0246

2 50 7 10 50, 24 239 4 3,6

0, 0119 . .

i qa r b bd Cu

N a i Q

k C F k k lr

f s s C

u r

ϑ

τ ρ

−

⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅ Φ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅

=

(3.10.9)

unde pentru 10an = i unghiul 2 100,53 β =

rezultă:

3;

3,6.q

Q

C

C

=

=

B. Reactantele de scăpări ale înf ăurării de amortizare

a) Reactanţa de scăpări după axa longitudinală, pentru inelul de scurtcircuit complet,raportată la stator i în unităţi relative:

( )

( )

02

1

7

2

1

4

4 10 9120 10,59 1,628 0,7 0,3 0,282 1,3 0,14 1,28

7 10 4 1,3

0,32 . .

al Fe ca da fa d ad ad

N D

F x l C x

C

u r

σϑ

π µ λ λ λ τ σ

π π −

−

⋅ ⋅ = ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

Φ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅

=

(3.10.10)

unde:

0 0

0

2,5 2,50,875 0,875 1,628

2 2 8 2,5ca

a

b h

d bλ

= − + = − + =

⋅ ⋅ ; (3.10.11)

0

0

0,45 50,25 0,7

0,45 4 5 4

0,25

da

b

b

δ

λ δ

⋅ ⋅

= = =

+ ⋅ + ⋅

; (3.10.12)

0,3 faλ = ;

( ) ( )1 1 1 0,2 0,95 1 0,14ad adcurbe d k σ σ = + ⋅ − = + ⋅ − = ; (3.10.13)

unde pentru 10an = i unghiul 2 100,53 β = rezultă:



57

0,2adcurbeσ =

iar

( ) ( )sin 0,7 sin 0,7 1800,95

p p

d k α π α π π

π π

⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅= = = ; (3.10.14)

a) Reactanţa de scăpări după axa transversală, pentru inelul descurtcircuitare complete, raportată la stator i în unităţi relative:

( )

( )

02

1

7

2

1

4

4 10 9120 10,59 1,628 0,7 0,3 0,282 3 0,1 0,69

7 10 4 3,60, 065 . .

aq Fe ca da fa q aq aq

N Q

F x l C x

C

u r

σ


π π −

−

⋅ ⋅ = ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

Φ ⋅

⋅ ⋅ ⋅= ⋅ + + ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅

=

(3.10.15)

coeficientul scăpănlor suplimentare, transversale: 0,1aqσ =

3.11. PARAMETRII I CONSTANTELE DE TIMP ALE REGIMULUI TRANZITORIU

3.11.1. Parametrii în regim tranzitoriu

a) Reactanţa tranzitorie longitudinală:

'1

1 10,087 0, 298 . .

1 1 1 11, 28 0, 253

d

ad e

x x u r

x x

σ

σ

= + = + =

+ +

(3.11.1)

b) Reactanţa tranzitorie transversală:

' 0,78 . .d d x x u r ≈ =

c) Reactanţa supratranzitorie longitudinală:

''1

1 10,087 0,214 . .

1 1 1 1 1 11, 28 0, 253 0,32

d

ad e d

x x u r

x x x

σ

σ σ

= + = + =

+ + + +

(3.11.2)

d) Reactanţa supratranzitorie transversală:



58

''1

1 10,087 0,146 . .

1 1 1 10, 69 0, 065

d

aq q

x x u r

x x

σ

σ

= + = + =

+ +

(3.11.3)

e) Reactanţa inversă:

( ) ( )'' ''

2

0,214 0,1460,18 . .

2 2d q x x

x u r + +

= = = (3.11.4)

Dacă reactanta exterioară ar fi mai mică (scurtcircuitul s-ar produce la bornelemainii), atunci:

'' ''2 0, 214 0,146 0,17 . .d q x x x u r = ⋅ = ⋅ = (3.11.5)

considera 2 x , ca având valoarea mai mare.

3.11.2 Constantele de timp ale regimului tranzitoriu

a) Constanta de timp a înf ăurării de excitaţie:

[ ]1

1,5330,139 s

2 2 50 0,0035e

e

e

xT

f r π π = = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.11.6)

Această constantă de timp determină viteza de cretere a tensiunii înf ăurării de excitaţie.

b) Constanta de timp a curenţilor tranzitorii din stator i rotor:

[ ]'

' 0,2980,139 0,0302 s

1,37d

d e

d

xT T

x= = ⋅ = ; (3.11.7)

Această constantă determină procesele de reglare a excitaţiei. Totodată, această constantă detimp influenţează puternic viteza de amortizare a componentelor pulsatorii ale cuplului de rota ţie.

c) Constanta de timp a înf ăurării de amortizare după axa longitudinală:

[ ]'

' 0,5310,00545 s

2 50 0,31d

dd

d

xT

r

σ

ω π = = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.11.8)

unde:' 1 1

0,32 0,531 . .1 1 1 1

1, 28 0, 253

d d

ad e

x x u r

x x

σ σ

σ

= + = + =

+ +

(3.11.9)

d) Constanta de timp a curenţilor supratranzitorii:



59

[ ]''

'' 0,2110,00545 0,0039 s

0,298d

d dd

d

xT T

x= = ⋅ = ; (3.11.10)

De acesta valoare depinde durata componentei supratranzitorii a curentului alternativ din stator.

e) Constanta de timp a înf ăurării statorului:

[ ]2

1

0,180,0232 s

2 50 0,0246a

xT

r ω π = = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (3.11.11)

3.12. CALCULUL CURENŢILOR DE SCURTCIRCUIT

Se consideră cazul când scurtcircuitul se produce la funcţionarea în gol a mainii, adică 0 1n E U =

i 1 0 I = .

3.12.1. Curenţii de scurtcircuit trifazat simetric

a) Curentul permanent (staţionar) de scurtcircuit:

1 10,73 . .

1,37d

d

I u r x

= = =

(3.12.1)

sau

[ ]0, 73 45, 6 33,3 Ad d N I I I = ⋅ = ⋅ =

; (3.12.2)

b) Curentul tranzitoriu de scurtcircuit:

''

1 13,35 . .

0,29d

d

I u r x

= = = (3.12.3)

sau

[ ]' 3, 35 45, 6 152, 7 Ad d N I I I = ⋅ = ⋅ =

; (3.12.4)

c) Curentul supratranzitoriu de scurtcircuit:

''

''

1 14,67 . .

0,214d

d

I u r x

= = =

(3.12.5)

sau

[ ]'' '' 4, 67 45,6 212,9 A

d d N I I I = ⋅ = ⋅ =

; (3.12.6)



61

[ ]' '1 1 5,33 45,6 243 Ad d N I I I = ⋅ = ⋅ =

; (3.12.16)

c) Curentul supratranzitoriu de scurtcircuit monofazat:

''1 ''

2 0

3 36, 26 . .0, 211 0,18 0, 0847d

d I u r x x x= = =+ + + +

(3.12.17)

sau

[ ]'' ''1 1 6, 26 45, 6 285, 4 Ad d N I I I = ⋅ = ⋅ =

; (3.12.18)

3.12.4. Curentul maxim de scurtcircuit brusc (oc)

Valoarea instantanee maximă (amplitudinea) a curentului de scurtcircuit brusc, numit i „

curent de oc", se calculează pentru cazul când scurtcircuitul se produce în momentul treceriicurentului prin valoarea maximă (tensiunea trece prin zero). Considerând de asemenea o valoare atensiunii cu 5% mai mare decât cea nominală, rezultă:

max ''

1,05 2 1,05 21,8 1,8 12,5 . . 21

0,214k soc

d

I I u r x

⋅ ⋅= = = = <

(3.12.19)

sau

[ ] [ ]max 12,5 45,6 570 A 21 957,6 Ak soc soc N N I I I I I = = ⋅ = ⋅ = < ⋅ =

; (3.12.20)

deci valori care se încadrează în limitele impuse de STAS 1893-78.

3.12.5 Raportul de scurtcircuit (R.S.C.)

Fizic, RSC reprezintă raportul dintre valoarea curentului de scurtcircuit i valoareacurentului nominal, adică tocmai curentul de scurtcircuit în unităţi relative.

Dar, curentul de scurtcircuit depinde la rândul său de valoarea curentului de excitaţie amainii. De aceea, în funcţie de curentul de excitaţie, se vor determina două valori distincte alecurentului de scurtcircuit (din indus), i anume:

- pentru curentul de excitaţie la funcţionarea în gol, care a fost determinat în cadrulcapitolului 11.3 ca având valoarea 0e I = 56,4 [A], i care se consideră drept curent de excitaţie

de bază, la care se raportează celelalte valori (deci 0e I

= 1) i

- pentru curentul de excitaţie la funcţionarea în sarcină nominală eN I , determinat cu

relaţia:

0

1152,04 . .

56,4eN

eN

e

I I u r

I = = =

(3.12.21)

a) Curentul de scurtcircuit pentru excitaţia la funcţionarea în gol este:



62

'0

0

1,10, 803 . .

1,37k

d

E I RSC u r

x= = = =

(3.12.22)

unde deoarece în cazul scurtcircuitului fluxul rezultat este mic, pentru determinarea tensiuniielectromotoare E' o corespunzătoare lui 0e I (respectiv lui eN I ) , a fost folosită caracteristica

magnetică liniară (prelungirea porţiunii rectilinii a caracteristicii magnetice de funcţionare îngol). Prin urmare, rezultă:

pentru 0e I

: '0 1,1 . . E u r =

pentru eN I

: ''0 2,25 . . E u r =

b) Curentul de scurtcircuit pentru excitaţia nominală este:

''0

0 0,803 2,04 1,64kN k eN

d

E I I I

x= = ⋅ = ⋅ =

(3.12.23)

CAPITOLUL 4. CARACTERISTICILE MOTORULUI SINCRON

4.1. Căderea de tensiune %U ∆ este determinată în capitolul anterior:

U ∆ = 24%.4.2.Curenţii de scurtcircuit sunt determinaţi în capitolul anterior.

4.3. Capacitatea statică de suprasarcină

2

1,641, 055 1,92 . .

cos 0,9kN

M

N

I k k u r

ϕ = ⋅ = ⋅ = (4.1)

unde, pentru

''0

1, 37 0, 780,336

2,25 0,78d q

M

q

x x

E xε

− −= = =

⋅ ⋅

(4.2)

rezultă din grafice:

2 1,055k =

4.4. Cuplul de rotaţie la scurtcircuit brusc

În cazul unui scurtcircuit brusc la bornele mainii, asupra statorului i rotorului acţionează un cuplu de rotaţie mult mai mare decât cuplul nominal. Valoarea cuplului maxim, în cazulscurtcircuitului brusc trifazat simetric, se determină, ca i valoarea de scurtcircuit brusc, pentru otensiune majorată cu 5% faţă de cea nominală, cu relaţia:



63

[ ]2 2

3 ''

1,05 1,05382 1968 daNm

0,214k N

d

M M x

= ⋅ = ⋅ = ; (4.3)

unde

[ ]1

956 382 daNm N N P M

n= ⋅ = ; (4.4)

4.5. Pierderile i randamentul generatorului sincron

1. Pierderile principale în fier:

a) Pierderile principale în jugul statorului:

[ ]1 1 1 1,3 5, 4 404 2,83 kW j j j jP k p G= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (4.5)

în care:

1,3 jk = ;

( ) ( ) [ ]1,3 1,32 2

1 10 /50 1 2 / 50 2,4 50 / 50 1,5 5,4 W/kg j j p p f B= ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (4.6)

unde:

[ ]10/50 2,4 W/kg p = - pentru tablă silicioasă, laminată la rece cu cristale neorientate, de 0,5 mmgrosime.

- masa fierului, considerând 37,8 kg/dmFeγ = se determină conform relaţiei:

( )

( ) [ ]

2 2 31 1 1 1

3 2 2

104

7,8 10 74 63,5 0,95 48 404 kg4

j Fej Fe ej ij Fe FeG G D D k lπ

γ

π

−

−

= = ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ =

= ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ =

(4.7)

cu:

[ ]1 12 54 2 4,75 63,5 cmij c D D h= + ⋅ = + ⋅ = ; (4.8)

[ ]1 74 cmej e

D D= = ;

b) Pierderile principale în dinţii statorului:

[ ]1 1 1 1,8 5, 25 177 1, 67 kWd d d d P k p G= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (4.9)

în care:

1,8d k =



64

( ) ( ) [ ]1,3 1,32 2

1 10/50 1 2 / 50 2,4 50 / 50 1,48 5,25 W/kgd dlmed p p f B= ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (4.10)

[ ]3 31 1 1 1 10 4,75 1,46 48 0,95 72 7,8 10 177 kg

Fed c d med Fe FeG h b l k Z γ − −= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ; (4.11)

c) Pierderile electrice principale totale în fier:

[ ]1 1 2,83 1,67 4,5 kWFEpr j d P P P= + = + = ; (4.12)

2. Pierderile suplimentare în fier la funcţionare în gol:

a) pierderile pe suprafaţa pieselor polare:

[ ]4 4sup sup0,5 2 10 0,5 2 3 28,2 0,7 59 1328 10 0,46 kW

r p p r P p l pτ α − −= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ; (4.13)

în care:

( ) ( )1,5 1,5

2 2 21 1sup 0 0 14 4

72 100010 4,5 10 0,17 2,35 1328 W/m

10 10r

Z n p k B t

⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

; (4.14)

unde, pentru tablă de oţel neprelucrată cu grosimea de 1mm, din care se fac polii, rezultă

0 4,5k = (pentru fară prelucrare)

pentru calculul lui 0 B se va folosi 0 β luat din grafice. Astfel pentru:

1 / / 11/ 4 2,75ca bδ δ δ = = = (4.15)

rezultă:

0 0,18 β = Pentru care amplitudinea variaţiei induciei magnetice la suprafaţă piesei polare este:

[ ]0 0 0,18 1, 2 0,8 0,17 Tc B k Bδ β = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (4.16)

b) Pierderile totale în fieer la funcţionarea in gol:

[ ]sup 4,5 0,46 4,96 kWFe Fepr r P P P= + = + = ; (4.17)

3. Pierderile electrice principale la funcţionarea în sarcină:

a) Pierderile electrice în indus:

( ) [ ]22

1 1 3 1,87 45,6 11,66 kWel N P m R I = ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ; (4.18)

b) Pierderile datorate curentului de excitaţie, sunt date de relaţia:

[ ]49 115 5,635 kWeN eN eN P U I = ⋅ = ⋅ = ; (4.19)

c) Pierderile electrice principale totale:

[ ]1 1 11, 66 5, 635 17, 29 kWl el eN

P P P= + = + = ; (4.20)



65

4. Pierderile mecanice prin frecare i de ventilaţie:

[ ]2,94 kWmec fr v fpe fr vP P P P+ +

= + = = ; (4.21)

[ ]

3 3

3 327,84 540,8 2 10 0,8 2 3 10 2,8 kW40 19 40 19g

fr v

lvP p+ ≈ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =

; (4.22)

[ ]1 0,532 100027,84 m/s

60 60r D n

v π π ⋅ ⋅ ⋅ ⋅

= = = ; (4.23)

fpeP - pierderile datorită frecării cu periile

5. Pierderile de ventilaţie datorită ventilatorului propriu:

[ ]0,75 308,26

1,15 kW0,2v

v

QH P

η

⋅= = = ; (4.24)

în care:0,2v

η = - randamentul ventilatorului;

- debitul de aer necesar pentru ventilaţie, se determină cu relaţia:

( ) ( ) 31 1 0,938 4000,75 m / s

1,1 1,1 30

N

aer

PQ

η

θ

− ⋅ − ⋅ = = =

⋅ ⋅

; (4.25)

în care s-a estimat randametul preliminar la valoarea 0,938η = .

- presiunea asigurată de ventilator este:

( ) ( ) [ ]2 2 2 21 21,1 1,1 0, 4 38,72 28, 26 308,26 Pa p H u uη = ⋅ ⋅ + = ⋅ ⋅ + = ; (4.26)

unde:

pη - randamentul ventilatorului propriu al mainii

- vitezele periferice ale ventilatorului sunt:

[ ]1 11

0,74 100038,72 m/s

60 60

D nu

π π ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = = ; (4.27)

[ ]2 12

0,54 100028,26 m/s

60 60

D nu

π π ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= = = ; (4.28)

cu:

[ ]1

0, 74 me D D≈ = , este diametrul exterior al ventilatorului;

[ ]2 0, 54 m D D≈ = , este diametrul interior al ventilatorului;



66

6. Pierderile suplimentare în fier la funcţionarea în sarcină se aproximează conform relaţiei:

[ ]30,005 400 10 2 kWsFeP = ⋅ ⋅ = ;

7. Pierderi suplimentare electrice, la funcţionarea în sarcină (datorită fenomenului de refulare),se neglijează deoarece dimensiunea pe înălţimea crestăturii a conductorului înf ăurării indusului

[ ]( )0,112 cmcuh = este mică.

8. Pierderile totale i randamentul mainii:

a) Pierderile totale:

[ ]1 4,96 17,29 2,94 1,15 2 28,34 kWFe e mec v sFeP P P P P P= + + + + = + + + + =∑ ; (4.29)

b) Randamentul mainii la funcţionarea în sarcină nominală:

2

1

4000,934

400 28, 34 N

N

N

PP

P P Pη = = = =

+ +∑; (4.30)

apropiat de valoarea estimată iniţial.

CAPITOLUL 5. CALCULUL CARACTERISTICILOR DE PORNIRE ÎN ASINCRONALE MOTORULUI SINCRON

5.1. Cazul în care parametrii nu sunt afectaţi de saturaţia magnetică

Valorile parametrilor, în unităţi relative i raportaţi la stator, sunt:

1r = 0,0246u.r.; 1r =0,035 u.r;

1 xσ =0,087u.r; e xσ =0,253 u.r;

1 xσ = 1,28u.r.; d r = 0,31 u.r;

1 xσ =0,69u.r.; d xσ = 0,32 u.r;

1 xσ = 1,37u.r.; qr = 0,119 u.r;1 xσ =0,78u.r.; q xσ = 0,065 u.r;

Se parcurg toate etapele de calcul pentru alunecarea s=l, după care pentru diferite valori alealunecării, după care se întocmete tabelul 6.a) Determinarea elementelor schemei echivalente:

- impedanţa complexă a înf ăurării de amortizare, după axa longitudinală:

0,310,32 . .

1

d d d

r z jx j u r

s

σ σ = + = + (5.1.1)

- impedanţa complexă a înf ăurării de amortizare, după axa longitudinală:



67

0,119

0,065 0,119 0,065 . .1

q

q q

r z jx j j u r

sσ σ = + = + = + (5.1.2)

- impedanţa complexă a înf ăurării de excitaţie:

0,035 0, 253 0,035 0,253 . .1

ee e

r z jx j j u r

sσ σ = + = + = + (5.1.3)

b) Determinarea impedanţelor echivalente:

- după axa longitudinală:

1 11 1 1 1 1 1

1,28 0,31 0,32 0,035 0,253

1 10,048 0,143 . .

0,78 1,56 1,61 0,536 3,87 2,096 6,26

ad

ad d e

z

jx z z j j j

j u r j j j j

σ σ

= = =

+ + + +⋅ + +

= = = −− + − + − −

(5.1.4)

- după axa transversală:

1 1 11 1 1 1 1,44 6,47 3,53

0,69 0,119 0,065

1 0,097 0,07 . .6,47 4,97

aq

aq q

z j j

jx z j j

j u r j

σ

= = = =− + −

+ +⋅ +

= = −−

(5.1.5)

c) Determinarea impedantelor complexe pentru componentele de succesiune directă:

- pentru componenta de succesiune directă:

1 1 1 0,048 0,143 0,0246 0,087 0,0726 0, 23 . .d ad z z r jx j j j u r σ = + + = + + + = − (5.1.6)

1 1 1 0,097 0,074 0,0246 0,087 0,121 0,161 . .q aq z z r jx j j j u r σ = + + = + + + = − (5.1.7)

- pentru componenta de succesiune inversă:

13 1

0,02460,048 0,143 0,087 0,0726 0,23 . .

2 1 3 1d ad

r z z jx j j j u r

s σ = + + = + + + = −

− − (5.1.8)

13 1

0,02460,097 0,074 0,087 0,121 0,161 . .

2 1 3 1q aq

r z z jx j j j u r

s σ = + + = + + + = −

− − (5.1.9)

Determinarea impedanţei echivalente:



69

h) Curentul de pornire:

2 21 3 20,04 0,74 4,55 . . p I I I u r

≈ ≈ ≈= + = + = (5.1.16)

deci se încadrează în limitele impuse în temă.

i) Curentul din înf ăurarea de excitaţie în timpul pornirii în asincron, pentru s=1:

( ) ( )

( ) ( )

2 2

1 3 1 3

2

2 2

0, 048 0,1432,1 0,86 3,94 0,0072

0, 035 0.253

0,15081,242 3,942 2,45 . .

0,255

ad

ex a a r r

ad

z I I I I I

z

j

j

u r

≈ ≈ ≈ ≈ ≈= + + + ⋅ =

+= − + − + ⋅ =

+

= + ⋅ =

(5.1.17)

sau:

[ ]0,875 9120

2,45 109,7 A2 2 2 2 63

ad aex ex

e

k F I I

w≈

⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =

⋅ ⋅; (5.1.18)

Calculul caracteristicilor de pornire în asincron, pentru diferite alunecări, cuprinse între s=l i s=0,5 suntefectuate în tabelul 4 cu ajutorul căruia se trasează caracteristicile de pornire.

Valorile obţinute pentru caracteristicile de pornire se încadrează în limitele impuse în temă.

Tabelul 4

Date S=l S=0,55 S=0,5 S=0,25 S=0,l S=0,l S=0,05

1 2 3 4 5 6 7 8

d zσ 0,31+j0,3 2 0,563+j0,32

0,62+j0,32 0,688+j0,32 l,24+j0,32 3,l+j0,32 6,19+j0,32

q zσ 0,119+j0,065

0,216+j0,065

0,238+j0,065

0,264+j0,065

0,476+j0,065

l,19+j0,065

2,38+j0,06 5

e zσ 0,035+j0,253 0,063+j0,253 0,07+j0,253 0,077+j0,25 3 0,14+j0,25 3 0,35+j0,253 0,7+j0,253

ad z 0,048+j0,143

0,069+j0,160

0,073+j0,l63

0,077+j0,16 6 0,11+j0,182

0,23+j0,22 7 0,397+j0,347

aq z 0,097+j0,074

0,167+j0,107

0,18+j0,116

0,196+j0,12 8 0,284+j0,509

0,285+j0,509

0,181+j0,632

ad z

z

0,592 0,668 0,68 0,692 0,738 0,749 " 0,709

1d Z 0,0726+j0,23 0,093+j0,24 0,097+j0,25 0,102+j0,25 3 0,135+j0,269 0,254+j0,314 0,422+j0,434



70

1q z 0,121+j0,161

0,191+j0,194

0,205+j0,203

0,22+j0,215 0,309+j0,325

0,309+j0,59

0,20+j0,71 9

3d Z 0,0726+j0,32

0,315+j0,247

∞ -0,168+j0,153

0,061+j0,0269

0,199+j0,314

0,37+j0,434

3q z 0,121+j0,161

0,413+j0,247

∞ -0,049+j0,215

0,235+j0,325

0,254+j0,5 9 0,154+j0,719

2e z 0,0806+j0,11 0,117+j0,14 0,126+j0,l39 0,15+j0,154 0,175+j0,22 0,26+j0,32 0,339+j0,497

1 I 2,l-j3,94 1,97- j3.15

2,03-j3,04 l,96-j2,71 l,47-j2,27 l,12-jl,63 0,767- jl,23

3 I -0,86+j0,0072

-0,224- j0,43

0 -0,80+j0, 094 -0,163- j0.72

0,428- j0,359

0,408+j0,025

21 I

≈ 20,04 13,83 13,45 11,23 7,37 3,93 2,1

23 I

≈ 0,740 0,235 0 0,659 0,55 0,312 0,167

med

M

M

≈

≈

=

1,94 2,01 2,03 1,81 1,5 1,21 0,84

I ≈

4,55 3,75 3,66 3,44 2,81 2,06 1,5

ex I 2,45 2,66 2,49 1,98 2,42 1,89 1,19

ex I 109,7 119,4 111,7 88,8 108,48 84,9 53,5

( ) ( )

( )2

23 3

1 1. .

2 2ad aq

e ad aq ad aq

d q

z z z z z z z u r

z z

−= ⋅ + − = ⋅ +

+ (5.1.19)

3 31

1 3 3 1

d q

d q d q

z z I U

z z z z

+= ⋅ =

⋅ + ⋅ (5.1.20)

( ) ( ) ( ) ( )

1 13 1 1

1 11 1 1 1

1

1 1 1 11 1

2 1 2 12 1 2 1 2 1 2 1

2 2. .

q aq

d aq q ad

d q d q

r r z jx z jx

s sU z z s r jx s z z s r jx s

r U U u r

z r z r z z

σ σ + + + + +− −= =

⋅ ⋅ − + + ⋅ − + ⋅ ⋅ − + + ⋅ −

= ⋅ = ⋅

⋅ + ⋅ +

(5.1.21)

( ) ( )( )

1 1 1 1

1 3 3 1 1 3 3 1 1 11

2 10

aq ad d q d q

d q d q d q d q d q

s z z z z z z I U U

z z z z z z z z r z z

− ⋅ −− −= − ⋅ = ⋅ = =

⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ +(5.1.22)

( ) ( )

( )

22

2 212 2221 1

1 11

2 11 1. .

cos 2 1 cosaq ad

e emed

N N N N d q

s z zr M M r I r I u r

s r z zη ϕ η ϕ ≈ ≈ ≈ ≈

− ⋅ − = = ⋅ ⋅ + ⋅ = ⋅ ⋅

⋅ − ⋅ ⋅ +

(5.1.23)



72

( ) ( )'

7 2 2

0

2,047

4 10 300 10 5 403,5 10ds

ds N p

B

H I A

µ π µ

−

≈

= = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅⋅ + ⋅

; (5.2.7)

unde s-a considerat 5 p I ≈ ≈

- permeanţa specifică a scăpărilor diferenţiale, valoarea saturată, este:

11

0,3140,329

1,044d

d s

spk

λ λ = = = ; (5.2.8)

unde:

1 6144 275,51,044

6144m md

sp

m

U U k

U

δ

δ

+ += = = ; (5.2.9)

Reactanţele sincrone, valorile saturate, sunt:

- longitudinală

1 1,25 0,084 1,33 . .ds ads s x x x u r σ = + = + = (5.2.10)

- transversală:

1 0,62 0,084 0,7 . .qs aqs s x x x u r σ = + = + = (5.2.11)

Reactanţele de scăpăre ale coliviei de amortizare (pornire), valori saturate, sunt:

- după axa longitudinală:

( )

( )

20

1

7

7

1

4

4 10 9 120 10,59 1 16 0,7 0,3 0,282 1,3 0,14 1, 25 0, 29 . .

7 10 4 1,3

ads cas da fa d ad adsFe

N p

F x l C x

C

u r

σ


π π −

−

⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ = Φ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅

(5.2.12)

unde:

0''0

2,5 2,50,785 0,785 1,16

2 2,8 4,64cas

q

b h

d bλ

= − + = − + =

; (5.2.13)

cu valoarea majorată a lăţimii istmului crestăturii de amortizare,

[ ]'' 00 0

152,5 4,64 mm

7d b

b b µ

= + = + = ; (5.2.14)

unde:



73

[ ]0 0 17,5 2,5 15 mmd ab l b= − = − = ; (5.2.15)

- după axa transversală:

( )

( )

20

1

7

7

1

4

4 10 9 120 10,59 1 16 0,7 0,3 0,282 3 0,01 0,62 0,054 . .

7 10 4 3,6

aqs cas da fa q aq aqsFe

N p

F x l C x

C

u r

σ


π π −

−

⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ = Φ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ ⋅ ⋅ + + ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ =

⋅ ⋅

(5.2.16)

Rezultă deci că valorile parametrilor motorului, considerând i influenţa saturaţiei magnetice,

în unităţile relative i raportaţi la stator, sunt:

1r = 0,0246u.r.; 1r =0,035 u.r;

1s xσ =0,084u.r; e xσ =0,253 u.r;ads x = 1,25u.r.; d r = 0,31 u.r;

aqs x =0,62u.r.; ds xσ = 0,29 u.r;

ds x = 1,33u.r.; qr = 0,119 u.r;

qs x =0,7u.r.; qs xσ = 0,054 u.r;

Cu aceste valori se reiau toate etapele de calcul pentru alunecarea s=l, rezultând următoarele valori pentru

caracteristicile de pornire:

2,12 . . p

M u r ≈

=

4,7 . . p

I u r ≈

=

care se încadrează în limitele impuse în temă.

În comparaţie cu valorile date de relaţiile corespunzătoare parametrilor neafectaţi de

saturaţia magnetică, noile valori pentru p

M ≈

i p

I ≈

sunt ceva mai mari ceea ce era de ateptat,

acestea fiind de fapt i valorile reale ale caracteristicilor de pornire.



74

CAPITOLUL 6. TRASAREA CURBELOR ÎN V, I = f(Ie) PENTRU UN MOTORSINCRON

În acest capitol voi trasa curbele în V, I = f(Ic) corespunzând unei maini sincrone

trifazate, octopolare, ce funcţionează ca motor sincron sub o tensiune pe fază constantă i egală cu

3000 V, la frecvenţa de 50 Hz.

Motorul absorbind o putere de 135 kW, dezvoltă o putere mecanică de 129 kW, factorul

de putere fiind de 0,8 iar curentul de excitaţie fiind de 8 A voi considera o plajă de valori pentru

puterile mecanice dezvoltate de motor între 129 kW si 300 kW.

Valorile caracteristice de mers în gol le voi considera pe cele din tabelul de mai jos:

[ ]0 V E 100 1100 1800 2400 2980 3170 3300

[ ]Ae I 0 3 5 7 10 12 15

Tabelul 1

Pentru trasarea curbelor în V este mai întâi necesar să determin rezistenţa i reactanţa sincronă a

indusului. Pentru determinarea rezistenţei indusului, se ţine seama că pierderile prin efect Joule-

Lenz în înf ăurarea acestuia sunt:

21 j m p m R I P P= ⋅ ⋅ = − ; (6.1)

Pe de altă parte curentul din indus fiind

[ ]3

1 135 1018,75 A

cos 3 3000 0,8

P I

m U ϕ

⋅= = =

⋅ ⋅ ⋅ ⋅; (6.2)

din relaţia (1) rezultă

( )[ ]

31

2 2

135 129 105,7

3 18,75mP P

Rm I

− ⋅−= = = Ω

⋅ ⋅; (6.3)

Ecuatiile care definesc funcţionarea motorului sunt:

mU E R I jX I = + ⋅ + ; (6.4)

cosmP m E I ψ − = ⋅ ⋅ ⋅ ; (6.5)

unde ψ este unghiul de defazaj dintre m E i I ;



75

m E - f. c. e. m. Inductoare;

P - puterea mecanică dezvoltată de motor;

Pentru a se determina pe cale grafică reactanţa sincronă X, se observă că pe baza ecuaţiei

(1) s-a f ăcut în fig. 2 următoarea construcţie: din punctul de origine O s-a trasat la scara tensiunilorvectorul OA = tj = 3 000 V, ales ca origine de fază.

Pe caracteristica de mers în gol (v. Fig. 1 ), se găsete pentru un curent de excitaţie Ie = 8A o

t.e.m. E = Em = 2635 V.

Figura 1. Caracteristica de mers în gol.

Cu aceasta din O se trasează la scara tensiunilor un arc de cerc (Ci) cu raza OC = Em = 2635

V iar din A se construiete vectorul AB al cărui modul este AB = RI = 5,7-18,75 = 106,8 V i care

face ca vectorul U = OA unghiul ϕ = arccos 0,8 = 37°.



76

Fig 2. Diagrama vectorială

Din B se duce o perpendiculară pe AB, care intersectează arcul ( 1C ) în C. Conform

construcţiei ţinînd seama de scara tensiunilor rezultă BC= XI 500 V de unde

[ ]500

26,7

18,75

BC X

I

= = = Ω ; (6.6)

Pe acelai rezultat se poate obţine i analitic astfel: se proiecteaze axa origine de fază (OA) i pe

o axă perpendiculară, conturul poligonal OABCO, obţinându-se

cos cos sin

sin cos sin

m

m

E U RI XI

E XI RI

θ ϕ ϕ

θ ϕ ϕ

= − −

= −

(6.7)

Pentru a se elimina 8 în sistemul de mai sus, se ridică ambele ecuaţii la pătrat i se adună

membru cu membru, obţinându-se

( )2 2 2 2 2 2 cos 2 sinm E U X R I U R I U X I ϕ ϕ = + + − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ; (6.8)

care pentru valorile numerice date devine

2 2 3600 1580000 0 X I X I ⋅ − ⋅ ⋅ + = ; (6.9)



77

Rădăcinile acestei ecuaţii de gradul doi, sunt

[ ]21800 1800 1580000 3100 V X I ⋅ = ± − = ; (6.10)

[ ]500 V ;

Rădăcina care convine adică corespunde căderii de tensiune inductive minime este XI =

500V, soluţie găsită i pe cale grafică.

Având rezistenţa i reactanţa sincronă, rezultă

[ ]2 2 2 25,7 26,7 27,4 Z R X = + = + = Ω ; (6.11)

Acestea fiind stabilite, pentru obţinerea curbelor în V se observă că dacă se ţine seama de faptulcă

( )π ϕ θ Ψ = − − ; (6.12)

relata (3) devine

( )cos cos sin sinm mP m E I E I θ ϕ θ ϕ − = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ ⋅ ; (6.13)

Scoţând expresiile lui I coscp i / sin<p din relaţiile (4) înlocuindu-le în (5) se obţine:

2

2

cos sinm m mU R E U L E R E P m

Z

θ ω θ − ⋅ ⋅ ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + ⋅− = ⋅ ; (6.14)

Pentru a obţine în coordonate carteziene ecuaţia locului geometric al punctului C (v. fig. 2 )

extremitatea vectorului OC = Em , se pune în relaţia (5a)

cosm x E θ = ⋅ i sinm y E θ = ⋅ , (6.15)

obţine astfel ecuaţia unui cerc, având ecuaţia

22 2 0

X P Z x y U x U y

R m R+ − ⋅ − ⋅ ⋅ + ⋅ = ; (6.16)

Pentru o putere dată P, această relaţie reprezintă ecuaţia unui cerc de egală putere.

Coordonatele centrului acestui cerc, nu depind de putere i sunt:



78

[ ]0

30001500 V

2 2

U x = = = ; (6.17)

[ ]0

3000 26,77030 V

2 2 5,7

U X x

R= ⋅ = ⋅ = ; (6.18)

Ţinând seama de scara tensiunii, în fig. 2, acest centru este reprezentat de punctul O'. Raza cercului

corespunzător unei puteri date P, este

2 4

2

Z P Rr U

R m

⋅ ⋅= ⋅ −

⋅ (6.19)

Pentru a determina pe diagrama din fig. 2, curbele în V căutate, care reprezintă relaţiaI=f(

e I ), este suficient să se traseze cercul de egală putere corespunzătoare puterii P date i să se

măsoare pentru un număr oarecare de puncte alese pe cerc, 1 2 3, , ........ nC C C C , vectorii

corespunzători m E i Z I ⋅ daţi de lungimile vectorilor 1OM i 1 AC , 2OC i 2 AC etc.

Astfel pentru R= 135kW, raza cercului conform relaţiei (7) este

[ ]3

227, 4 4 135 10 5,73000 6830 V

2 5,7 3r

⋅ ⋅ ⋅= − =

⋅; (6.2)

Pe arcul de cerc 0 nC C care reprezintă regiunea de funcţionare a motorului se citete

0OC = 360V 0 AC = 2934V

0OC = 1215V 1 AC = 1830V

2OC = 1830V i 2 AC = 1215V

3OC = 2934 V 3 AC = 360 V

4OC = 3195V 4 AC = 570V

De unde cu ajutorul caracteristicii de mers în gol din fig. 1 i a relaţiei AC

I

Z

= se deduc

valorile obţinute în tabelul 2

Valorile obţinute pentru caracteristica I = f(Ie) la P= 135 kW

Tabelul 2

I[A] 106,5 66,6 44,2 13,1 20,7

Ie [A] 0,80 3,28 5,12 9,60 12,40

Făcând aceeai construcţie pentru 'P = 300 kW, se obţine raza cercului



79

[ ]3

227,4 4 300 10 5,73000 6230 V

2 5,7 3r

⋅ ⋅ ⋅= − =

⋅; (6.21)

Pe arcul de cerc ' '0 nC C care reprezintă regiunea de funcţionare a motorului se citete

'0OC = 934V '

0 AC = 2940V'

0OC = 1200V '1 AC = 2247V

'2OC = 2247V i '

2 AC = 1200V'

3OC = 2940 V '3 AC = 934 V

'4OC = 3300V '

4 AC = 990V

De unde se deduc valorile obţinute în tabelul 3

Valorile obţinute pentru caracteristica ( )e I f I = la P = 300kW

Tabelul 3

I[A] 107 81,7 43,6 33,9 36

eI [A] 2,5 3,2 6,4 9,7 15,2

Cu rezultatele numerice obţinute în tabelele 1 i 2 se trasează în fig. 3 curbele V, Pentru celedouă puteri date.

Figura 3 . Curbele în V, I = f (Ie) pentru P = 135 kW i P' = 300 Kw



80

CAPITOLUL 7. PROPULSIA ELECTRICĂ A NAVELOR.

Folosirea motorului electric pentru acţionarea elicei sau a altui sistem de propulsiereprezintă obiectivul capitolului de faţă.

Motorul electric de acţionare este instalat în imediata vecinătate a elicei fiind cuplat

mecanic sau electric cu aceasta.Alimentarea cu energie electrica a motorului de propulsie se face prin cabluri de la

centrala electrică navală. în cazul utilizării propulsiei electrice, centrala electrică de bord are o

putere mai mare, majoritatea puterii acesteia fiind utilizată pentru alimentarea motoarelor de

propulsie.

Spre deosebire de sistemul de propulsie directă a navelor (cu motor diesel sau turbină

cuplată direct cu elicea), în cazul propulsiei electrice între motorul care furnizează energie

mecanică (diesel sau turbină) i motorul electric de propulsie se interpune generatorul

electric din centrală i cablurile de legătură. Astfel, energia mecanică se transformă în

energie electrică la bornele generatorului i apoi aceasta în energie mecanică la axul

motorului electric de propulsie. Sistemul de propulsie electrică presupune deci o

transformare succesiva a energiei: mecanica - electrică - mecanică, care în final duce la o

micorare a randamentului instalaţiei faţă de cazul propulsiei directe.

Datele practice arată că propulsia directă are un randament de 0,95 - 0,98, iar cea

electrică de 0,9 - 0,92. Cu toate acestea, propulsia electrică prezintă o serie de avantaje,

printre care cele mai importante sunt:

• posibilitatea alimentarii motoarelor de propulsie de la mai multe generatoare electrice,

ceea ce asigură o utilizare mai raţională a motoarelor primare (diesel sau turbine).

Totodată se poate asigura un randament optim al instalaţiei de propulsare la viteze

reduse ale navei, deoarece se utilizează un număr mai mic de generatoare;

• se pot utiliza motoare primare diesel rapide. în cazul propulsiei directe, se utilizează

motoare diesel lente i semirapide. Motoarele rapide au gabarite, greutăţi i cost mai

mici;

• la instalaţiile electrice se propulsie se poate inversa cu uurinţă sensul de rotaţie al elicei.

Pentru aceasta se utilizează scheme simple care inversează sensul de rotaţie al motorului

electric;

• instalaţiile electrice de propulsie pot fi comandate din orice punct al navei. Acest lucruare marc importanţă pentru unele nave ca remorcherele de port;

• centrala electrică ce alimentează motoarele de propulsie poate fi plasată în orice punct al

navei, obţinându-se astfel o bună repartizare a compartimentelor;



81

• există posibilitatea executării unor reparaţii la motoarele primare f ără a scoate nava din

exploatare;

• experienţa arată ca vibraţiile din timpul marului naveisunt mai reduse faţă de propulsia

directă;

•

se pot utiliza motoare duble de propulsie care asigură o rezervă de putere al ieirea din

funcţiune a unui motor;

• la unele tipuri de nave, generatoarele centralei electrice servesc i pentru alimentarea

altor organisme de la bord; astfel dispare necesitatea utilizării unor grupuri electrogene

auxiliare (la drăgile propulsate electric sau navale de pescuit);

• la instalaţiile electrice de propulsie se poate asigura un reglaj de viteză mai bun al navei

i totodată o manevrabilitate mai precisă;

•

se pot atenua ocurile pe care le-ar putea suporta motorul diesel datorită bandării cârmei

într-un bord sau lovirii elicei cu un corp solid.

Propulsia electrică în comparaţie cu propulsia directă prezintă i o serie de

dezavantaje, printre care: costul mai ridicat al instalaţiei; utilaj mai complex, randament mai

scăzut la sarcină nominală; al unele tipuri de nave greutatea instalaţiei este mai mare.

Propulsia electrică este utilizată de mult timp pe nave. Astăzi este utilizată pe nave ca: pasagere,

cargouri, remorchere, spărgătoare de gheaţă, nave macarale, nave atelier, dragi etc. Motoarele de

propulsie utilizate sunt atât de curent continuu cât i de curent alternativ. La navele care au oputere la axul elicei de până la 3000 kW se utilizează de obicei motoare de curent continuu.

Aceste motoare se alimentează dintr-o centrală de curent continuu sau curent alternativ la care

generatoarele sunt antrenate de motoare diesel. La navele cu puteri mai mari de 3000 kW se

utilizează ca motoare de propulsie motoare de curent alternativ (sincrone sau asincrone)

alimentate de la o centrală echipată cu generatoare sincrone antrenate de motoare diesel sau

turbine cu abur.

Tensiunele de alimentare ale motoarelor de propulsie sunt diverse. în curent continuu seutilizează tensiuni până la 1,2 kV, iar în curent alternativ până la 7,5 kV.

Frecvenţa curentului alternativ utilizat pentru propulsie este de asemenea diversă,

totui în jurul valorii de 50 Hz. Acest lucru este posibil deoarece centrala electrică de la bord

este un sistem independent.



82

7.1. Propulsia electrică în curent alternativ

Antrenarea elicei cu motoare de curent alternativ este folosită mai ales la navele cu puteri

mari la axul elicei, de peste 3000 kW. La navele cu puteri mari la axul elicei, antrenareaelicei cu motoare de curent continuu nu mai este posibilă.

Energia electrică de curent alternativ este obţinută cu ajutorul generatoarelor sincrone

trifazate. Aceste generatoare au tensiuni la borne diverse: R.N.R. admite o tensiune de

maximum 7,5 kV, G.L.1 admite 6 kV, L.R.2 admite 3,5 kV etc. Frecvenţele utilizate sunt

determinate de turaţia motorului primar, ele nefiind legate de frecvenţele standard de la uscat

(50 Hz sau 60 Hz).

Motoarele mecanice primare care antrenează generatoarele sunt turbine cu abur saumotoare diesel.

Motoarele electrice care antrenează elicea pot fi de tip sincron, sau asincron, în

momentul de faţă se preferă motoarele sincrone. Dei motorul asincron are o construcţie mai

simplă, gabarit mai mic i nu necesită curent continuu pentru excitaţie, totui motorul

sincron este preferat pentru propulsia în curent alternativ datorită unor calităţi ale sale

precum:

• poate funcţiona la factor de putere ridicat, ceea ce duce la reducerea pierderilor pe

cablurile de alimentare i la micorarea secţiunii acestora;

• pot fi construite cu un întrefier mai mare decât cel al motorului asincron, aspect

foarte important în condiţiile oscilaţiilor corpului navei pe mare agitată;

• se poate asigura o sincronizare a elicelor, la navele cu două elici (funcţionarea

elicelor la viteze diferite duce la oscilaţii ale carenei).

Împărţirea puterii de propulsie pe mai multe generatoare. Ca i la propulsia în

curent continuu, întreaga putere necesară pentru alimentarea motorului de propulsie este

furnizată de mai multe grupuri electrogene. Avantajul principal al împărţirii puterii pe mai

multe generatoare este repartzarea raţională a acesteia în funcţie de regimul de navigaţie, ca i

o solicitare raţională a motoarelor mecanice primare. Aceste afirmaţii sunt ilustrate în

diagramele din fig. 1., a i .1. b.



83

Figura 1. Caracteristicile putere turaţie. a - propulsie direct ă; b - propulsie electrică;1 - caracteristica motorului diesel cuplat direct cu elicea;.

2 caracteristica elicei; 3,4,5 caracteristici par ţ iale ale motorului

După cum rezultă din fig. 2.1. a motorului diesel este utilizat integral în ceea ce

privete puterea furnizată numai la turaţia nominală (punctul A); la turaţii inferioare celei

nominale motorul diesel este subsolicitat (supafaţa haurată). în fig. 2.1., b puterea de

propulsie este împărţită de patru generatoare care funcţionează în paralel, soluţie întâlnită

frecvent la propulsia diesel-electrică. Curba 5 reprezintă puterea în funcţie de turaţie a unui

singur motor diesel cuplat direct cu elicea, curba 4 a două motoare diesel, curba 3 a 3

motoare, iar curba 1 toate cele patru motoare diesel cuplate direct cu elicea. După cum se

vede, cu un singur generator se obţin o turaţie de 50%, cu două de 70%, cu trei de

aproximativ 87%, iar cu toate cele patru generatoare de 100%. Astfel, în regimuri de

navigaţie de viteze reduse i de puteri mici se poate folosi un număr mai mic de generatoare,

utilizându-se mai raţional energia la bord.

7.2. Scheme de propulsie în curent alternativ trifazat

Instalaţiile de antrenare a elicelor navelor cu motoare de curent alternativ se pot

împărţi în:

• instalaţii de propulsie cu turbogeneratoare

• instalaţii de propulsie cu dieselgeneratoare

• instalaţii de propulsie cu elice cu pas reglabil

Instalaţii de propulsie cu turbogeneratoare. La aceste instalaţii generatoarele

sincrone care produc energie electrică pentru alimentarea motoarelor elicei sunt antrenate deturbine cu abur. Asemenea sisteme se folosesc la puteri mari, deci la nave de mare tonaj.



84

în cele ce urmează se vor prezenta câteva scheme tipice utilizate pentru propulsie, cu

turbogeneratoare.

La navele cu două elici se pot utiliza scheme din fig. 2. care se caracterizează prin

alimentarea separată a motoarelor de propulsie. Cele două generatoare nu sunt prevăzute a

funcţiona în paralel.

Fig. 2. Schema de propulsie în ca. cu turbine utilizată la nave cu două elice: M - motor sincron trifazat de antrenare a elicei;G generator sincron;

1 - întreruptor inversor; 2 - întreruptor; 3 - întreruptor de cuplaj;4 - turbină.

La viteze reduse ale navei ambele motoare pot fi alimentate de la un singur generator prin

intermediul unui întreruptor de cuplaj. Frânarea se face în contracurent. Excita ţia

generatorului este de tipul „cu ocuri" i se obţine de la un convertizor rotativ sau static.

Excitaţia motoarelor se face constant, de la reţeaua de curent alternativ.

La navele cu o singură elicea puterea necesară motorului diesel se poate obţine de la mai

multe generatoare. în fig. 3. se prezintă o schemă cu două generatoare care sunt utilizate i

pentru alimentarea reţelei de bord. în această schemă se folosete frânarea dinamică cu

ajutorul rezistenţelor de frânare.



85

Fig.3. Schema de propulsie în ca. cu turbine, utilizată la nave cu o singură elice: M - motor sincron trifazat; G - generator sincron;

1 - rezisten ţă de frânare dinamică; 2 - inversor; 3,5 - întreruptoare;

4 - turbine; 6 re ţ ea de bord; 7 - consumatori.

La navele petroliere schemele de propulsie conţin, în general, un motor de antrenare a

elicei i un singur generator. Generatorul este utilizat, în regim de sta ţionare i pentru

alimentarea pompelor de încărcat sau descărcat petrol.

Pentru mărirea fiabilităţii la unele nave se utilizează antrenarea elicei de către două

motoare sincrone cuplate pe acelai arbore (fig.4.). Fiecare motor este alimentat de către un

generator. Această schemă poate funcţiona cu un randament satisf ăcător chiar la jumătate din

puterea nominală. Deoarece motoarele în acest caz au gabarite mai mici se poate utiliza mai

bine spaţiul de amplasare a lor la pupa navei.

Fig. 4. Schema de propulsie în c.a. cu turbine cu două motoare de propulsie:

M— motor de propulsie; G - geenrator; 1 -



86

Scheme de propulsie în curent alternativ cu diesel generatoare. Schemele de

propulsie cu grupuri diesel generatoare se caracterizează printr-un număr mai mare de

grupuri electrogene, în comparaţie cu schemele cu turbogeneratoare.

În fig. 5. se prezintă o schemă de propulsie cu patru grupuri electrogene,

diesclu,euetatoarc. Generatoarele debitează pe bare comune împărţite în două secţiuni. La

fiecare secţiune sunt legate câte două generatoarece alimentează câte un motor de propulsie.

Fig. 2.5. Schema de propulsie în c.a. cu motoare diesel:1 - întreruptor; 2 - rezisten ţ a de frânare; 3 - inversor; 4,5,6- întreruptoare de înalt ă tensiune; 7-motor diesel de propulsie; 8 — motor diesel auxiliar; 9 - Jntreruptor de joasă tensiune; 10- transformator coborâtor; 11- consumatori de bord; 12 - re ţ ea de bord; 13 -bobină de sincronizare.

La navigaţia costieră (cu viteză redusă) se alimentează fiecare motor de propulsie de

la un singur generator. în acest caz cele două secţiuni de bare se separă. Schema este

prevăzută cu posibitatea unei sincronizări brute cu ajutorul unei bobine de oc.

Sincronizarea brută are loc la cuplarea celor două secţiuni de bare, pe fiecare secţiune

aflându-se câte un generator, sau la cuplarea celui de-al treilea generator, ca i la

sincronizarea motoarelor în diverse situaţii (ieirea elicei din apă în cazul unei mări

agitate).

Conectarea celui de al patrulea generator se face prin sincronizare fină, adică prin

reglarea tensiunii, frecvenţei i fazei la la barele colectoare.



87

Generatoarele de propulsie pot debita i pe reţeaua bordului la regim de staţionare sau de

navigaţie cu viteză redusă.

În fig. 6. este reprezentată schema instalaţiei de propulsie cu dieselgeneratoare, la o nava

cu o singură elice. Schema conţine trei dieselgeneratoare ce pot fi conectate în paralel. In afară

de motorul principal de antrenare, elicea poate fi antrenată i de un motor mai mic pentru

regimuri de navigaţie la viteze reduse. Pentru alimentarea motorului de putere mică este

suficient un singur generator. Motorul de putere mică poate fi de tip asincron care, după cum se

tie, nu necesită curent continuu de excitaţie.

Fig.6. Schema de propulsie în ca. cu motoare diesel la o navă cu o singură elice: M1 -motor principal de propulsie; M2 - motor auxiliar de propulsie; Gl - generator de propulsie;G2 - generator auxiliar; 1 si 10- întreruptor de joasă tensiune; 2 - rezisten ţă de frânare; 3 si13 -comutator; 4 - inversor; 5,6 i 7 - întreruptor de înalt ă tensiune; 8 - motor diesel de

propulsie; 9 - motor diesel auxiliar; 11 - transformator coborâtor; 12 — re ţ ea de bord.

O schemă interesantă de propulsie electrică este cea cu generatoare sincrone duble

(fig. 7). înf ăurările statorice ale generatoarelor duble se leagă în serie (fig. 2.8), asfel încât prin

variaţia curentului de excitaţie tensiunea la bornele statorului poate varia de la valoarea dublă

(când curenţii de excitaţie egali au acelai sens), până la valoarea zero (când curenţii



88

Această schemă asigură o reglare a turaţiei motorului elicei în domeniul 50% - 100% acţionândasupra frecvenţei. Viteza de rotaţie sub 50% se obţine prin modificarea tensiunii de alimentare.

Fig. 7. Schema de propulsie în ca. cu motoare diesel cu generatoare electrice duble: M-motor; G - generator;1 inversor; 2 întreruptor de înalt ă tensiune; 3 motor diesel; 4 re ţ ea

de bord; 5 transformator coborâtor.

Fig. 8. Generatoare sincrone duble:1 - bare de sincronizare pentru re ţ eaua de bord; 2 - stator; 3 - bare de sincronizare pentrumotorul elicei; 4 - înf ăurare de excita ţ ie.



89

Instalaţii de propulsie cu clici cu pas reglabilLa navele dotate cu elici cu pas reglabil, acţionate direct de motorul mecanic, reglarea

vitezei navei i schimbarea sensului de mar al navei se face prin schimbarea poziţiei palelor

elicei.

Instalaţiile de propulsie cu elici cu pas reglabil se aseamănă din punct de vedere alschimbării sensului de rotaţie i al reglării vitezei, cu sistemele electrice de propulsie. In

ambele cazuri, pentru a realiza cele două operaţii nu se acţionează asupra motorului

mecanic. Cu toate aceste caracteristici ale sistemului de propulsie cu pas reglabil este

recomandabil să se acţioneze elicele cu motor electric. Aceasta se datorează libertăţii de

amplasare a motorului primar, evitând utilizarea unor arbori de lungimi prea mari. Toate

motoarele diesel se concentrează într-o încăpere comună (sala mainilor). Ele antrenează

generatoare sincrone trifazate. Generatoarele alimentează cu tensiune constantă motoareasincrone trifazate care pun în micare elicea. Motoarele electrice funcţionează la turaţie

constantă, iar reglarea vitezei navei i schimbarea sensului de mar se face prin schimbarea

poziţiei palelor.

Deoarece generatoarele funcţionează la tensiune i frecvenţă constantă, ele sunt

utilizate i pentru reţeaua bordului.

în fig. 2.9 se reprezintă o instalaţie de propulsie cu elici cu pas reglabil utilizată la o navă

macara. Schema cuprinde trei elici cu pas reglabil acţionate de motoare asincrone cu rotorul încolivie funcţionând la turaţie constantă. Alimentarea motoarelor se face de la trei generatoare

sincrone, unul dintre aceste generatoare poate fi utilizat numai pentru reţeaua bordului i

motoarele de acţionare a macaralei.

Motoarele se pornesc pe rând i ajung la turaţia nominală pentru poziţia de mers în gol a

elicei. In timpul perioadei de pornire reţeaua bordului se separă, datorită căderilor de

tensiune.

Cele trei elici ale naveisunt amplasate astfel: două la pupa (câte una în fiecare bord) i unala prova.



90

Fig.9. Schema de propulsie la nave cu elici cu pas reglabil: M- motor asincron cu rotor încolivie; G - generator sincron1 întreruptor; 2 sec ţ iune de bare pentru propulsie; 3 sec ţ iune

de bare pentru re ţ eaua bordului; 4 -transformator; 5 - consumatori la bord; 6 — elice cu pasreglabil; 7 - motor diesel.

7.3. Scheme de excitaţie ale instalaţiilor de propulsie

La propulsia în curent alternativ cu generatoare i motoare sincrone este necesară o reţea

de curent continuu pentru alimentarea înf ăurărilor de excitaţie. Pentru obţinerea puterii de

excitaţie se folosesc convertoare de rotative (motor de curent alternativ trifazat-generator de

curent continuu) sau convertoare statice (cu elemente semiconducotare). Convertoarele sunt

alimentate de la reţeaua de navigaţie în funcţionare obinuită i de la reţeaua de bord în timpul

pornirii.

În fig. 10 este reprezentată o schemă de excitaţie la o navă cu o singură elice acţionată

de un singur motor sincron alimentat de la două generatoare sincrone. Excitatoarea motorului

sincron este generatorul de curent continuu El cu excita ţie derivaţie la care tensiunea se

menţine constantă cu ajutorul reostatului R comandat automat.



92

Înf ăurarea de excitaţie 2 este alimentată printr-un transformator de intensitate T2;

solenaţia acestei înf ăurări se adaugă la cea produsă de înf ăurarea 1 i depinde de sarcina de la

axul elicei. Solenaţia înf ăurării 3 este produsă de un transformator de tensiune Ti i se opune

solcnaţiilor înf ăurărilor 1 i 2. Bobina cu miez de fier L se saturează dacă câmpul de inducţie îl

depăete pe cel coespunzător raportului U/F = constant.Înf ăurările 2 i 3 se dimensionează în aa fel încât în punctul de funcţionare nominal,

solenaţiile lor să fie egale, efectele lor se anulează, excitaţia fiind asigurată de înf ăurarea 1.

Fig. 11. Schema de principiu pentru mărirea cuplului critic: Ml - motor sincron pentru propulsie; M2 - motor sincron pentru antrenarea generatoarelor Gl i G2; I -

inversor; R1.R2 - punţi redresoare; Gl - generator de c.c, pentru alimentarea excitaţiei motorului igeneratorului sincron; G2 - generator cu trei înf ăurări de excitaţie (1,2,3); L - bobină cu miez de fier;

R - reostat; T - turbină; T1,T2 - transformatoare.

La creterea sarcinii, deci a curentului absorbit de motorul de propulsie,crete solenaţia înf ăurării 2 i scade solenaţia înf ăurării 3, datorită scăderii tensiunii.

Astfel crete puternic solenaţia rezultantă, deci curentul de excitaţie al motorului i, prin urmare

în final, cuplul critic al motorului.Dacă raportul U/F se modifică (crete) datorită creterii

tensiunii sau micorării frecvenţei, solenaţia înf ăurării 3 crete, ceea ce duce la micorarea

solenaţiei rezultante i deci la micorarea curentului de excitaţie al motorului i generatorului

sincron, reducând raportul U/F la valoarea prescrisă. b



94

Figura 13 . Diagrama electrica a sistemului de distribuţie de înaltă tensiune

Cele două elici sunt acţionate de două motoare electrice sincrone montate într-un

compartiment subacvatic. Statorul este prevazut cu două înf ăurări trifazice separate galvanic.



95

Din motive de siguranţă înf ăurările motoarelor sunt alimentate separat via sincro-convertor

i transformator de la sistemul de distribuţie de înaltă tensiune. În figura este prezentată diagrama

electrică de alimentare a unuia din motoarele electrice propulsoare:

Figura 14 . Diagrama electrică de alimentare a unuia din motoarele electrice de propulsie.



96

Alimentarea compartimentului sunt subacvatic se realizează printr-un sistem de inele i periipentru asigurarea unei rotaţii cât mai bune.

Figura 15 . Sistemul de alimentare cu inele

Pentru o funcţionare adegvata compartimetul subacvatica este prevazut cu un sistem complex dealimentare, răcire a motorului electric i rotire care este prezentat mai jos în figura

.

Figura 16 . Sistemul de alimentare, răcire, rotire a propulsorului.



97

În figura de mai jos sunt prezentate parţile componente a compartimentului subacvatic.

În figurile sunt prezentate diferite dimensiuni a de constructie a propulsorului pentru diferite

tipuri de motoare electrice.



99

Teaca în care este montat motorul electric este proiectată ca o constuctie de oţel sudată.Pentru a valida construcţia tecii au fost realizate modele pe calculator pentru a exemplifica forţelece acţionează asupra carcasei de oţel. Aceste forte sunt exemplificate imaginile de mai sus.

Pentru o bună funcţionare a propulsorului SAM Electronics a realizat i implementat unsistem compiuterizat de monitorizare a procesorului. Acest sistem ne oferă date esenţiale

referitoare la funcţionarea propulsorului.

Figura 17 . Sistemul de monitorizare a propulsorului



100

7.5. Tipuri de nave cu propulsoare electrice



101

Concluzii

Pornind de la datele de proiectare ale motorului sincron, Putere tensiune, frecventa retelei, sifactorului de putere am calculat si dimensionat motorul sincron si am facut verificarile încadrării

în limite a păturii de curent, fluxului util la sarcină nominală pe pol si a inducţiei în întrefier, alungimii frontale a bobinelor în două straturi.

Pentru construcţia grafică a caracteristicilor magnetice am calculat tensiunile magneticecorespunzătoare valorilor fluxului Φ determinate pentru diferite valori ale t.e.m. iar dateleobtinute le-am centralizat intr-un tabel.

La navele cu puteri mai mari de 3000 kW se utilizează ca motoare de propulsiemotoare de curent alternativ (sincrone sau asincrone) alimentate de la o centrală echipată cugeneratoare sincrone antrenate de motoare diesel sau turbine cu abur.

In cazul propulsiei electrice între motorul care furnizează energie mecanică (dieselsau turbină) i motorul electric de propulsie se interpune generatorul electric dincentrală i cablurile de legătură. Sistemul de propulsie electrică presupune deci otransformare succesiva a energiei: mecanica - electrică - mecanică, care în final duce la omicorare a randamentului instalaţiei faţă de cazul propulsiei directe. Datele practice arată că propulsia directă are un randament de 0,95 - 0,98, iar cea electrică de 0,9 - 0,92.

Motoarele electrice care antrenează elicea pot fi de tip sincron, sau asincron, în momentul defaţă se preferă motoarele sincrone. Dei motorul asincron are o construcţie mai simplă, gabaritmai mic i nu necesită curent continuu pentru excitaţie, totui motorul sincron este preferat pentrupropulsia în curent alternativ datorită unor calităţi ale sale.

• poate funcţiona la factor de putere ridicat, ceea ce duce la reducerea pierderilor pe

cablurile de alimentare i la micorarea secţiunii acestora;

• pot fi construite cu un întrefier mai mare decât cel al motorului asincron, aspect

foarte important în condiţiile oscilaţiilor corpului navei pe mare agitată;

• se poate asigura o sincronizare a elicelor, la navele cu două elici (funcţionarea

elicelor la viteze diferite duce la oscilaţii ale carenei).



Bibliografie

[1] Fransua Al. .a., „Maini i sisteme de acţionări electrice. Probleme fundamentale", E.T.,Bucureti, 1978.

[2] Fransua Al. .a., „Maini electrice uzuale — exploatare i regimuri de funcţionare", E.T.,

Bucureti, 1973.

[3] Galan N., Ghiţâ C, Cistelecan M., „Maini electrice" E.D.P., Bucureti, 1981.

[4] Măgureanu R., .a., „Maini electrice speciale pentru sisteme automate", E.T., Bucureti,1980.

[5] Tunsoiu Gh., .a. „Acţionări electrice" E.D.P., Bucureti, 1982.

[6] Zaharia I., „Sisteme de acţionări electrice la bordul navelor maritime", voi. I., Atelierul deMultiplicare I.M.C., Constanţa, 1997.

[7] Zaharia I, „Maini i acţionări electrice navale", Ed. Gaudeamus, Constanţa, 2000

[8] Gheorghiu I. S., Fransua Al., „Tratat de maini electrice", voi. l.V, Ed. Academiei,Bucureti, 1969-1973.

[9] Bală C, „Maini Electrice", E.D.P., 1979

Lucrarea de Licienta-panzaru Final-libre

Documents

Transcript of Lucrarea de Licienta-panzaru Final-libre