Przełączalne silniki elektryczne - zasady działania

Jerzy S KW AR CZYŃSKI1’ , A leksander DZIADECKI2’, Jacek ZARUDZKI31

PRZEŁACZALNE SILNIKI ELEKTRYCZNE - ZASADY DZIAŁANIA

Streszczenie. W artykule przedstawiono podstawy teoretyczne działania dwóch silników przelączalnych: przełączalnego silnika reluktancyjnego (SRM) i przełączalnego silnika indukcyjnego klatkowego (SICM), uwzględniające rzeczywisty nieliniowy charakter obwodów magnetycznych.

SW ITCHED ELECTRIC MOTORS - PRINCIPLES OF OPERATION

Summary. Theoretical operation principles of switched electric motors: switched reluctance motor (SRM) and switched induction cage motor (SICM) are presented, assuming non-linear features of magnetic circuits.

Słowa kluczowe: przełączalne silniki elektryczne

1. WSTĘP

Genezę nowej rodziny maszyn elektrycznych - silników przelączalnych - wiąże się z badaniami naukowymi z lat 60. i 70«, kiedy technika tyrystyrowa rozwinęła się na tyle, że pozwalała na konstrukcję układów energoelektronicznych do wszystkich klasycznych silników elektrycznych.

Zaczęto równocześnie poszukiwać nowych rozwiązań konstrukcyjnych silników elektrycznych, które miałyby własności, zarówno ruchowe, jak i eksploatacyjne, bardziej odpowiednie do zasilania z układów energoelektronicznych. Jako przykład można podać napęd elektryczny do zastosowań ogólnie rozumianych jako trakcyjne.

Jako wymagania dla nowych konstrukcji stawiano między innymi:

- stałą nominalną moc na wale roboczym w szerokim zakresie regulacji prędkości od 25% do 100%

prędkości maksymalnej,

- możliwość uzyskiwania wysokiej wartości momentu w zakresie do 25% prędkości maksymalnej, w szczególności wyższej krotności momentu rozruchowego, niż zapewnianej przez klasyczne silniki prądu przemiennego,

- możliwość hamowania generatorowego,

- ciągłą i szybką regulację momentu napędowego w całym zakresie prędkości bez stosowania sterowanego źródła napięcia prądu stałego,

- wysoką sprawność i niezawodność, a także wysoki stosunek mocy nominalnej do całkowitego ciężaru silnika i odporność mechaniczną.

Podstawą rozwiązań pierwszych konstrukcji przełączalnych silników elektrycznych było wykorzystanie zjawiska zmiennej reluktancji. W celu zwiększenia zmian reluktancji zastosowano nie tylko wydatne bieguny wirnika, ale także wydatne bieguny stojana w miejsce stojana cylindrycznego z rozłożonymi uzwojeniami. Drugą cechą zasadniczą było wprowadzenie przełączania wzbudzenia poszczególnych faz silnika w funkcji położenia wirnika. Ta cecha jest właściwa dla silników krokowych i pierwsze konstrukcje silników przełączalnych były połączeniem sterowania silników krokowych ze zdolnością przetwarzania energii elektrycznej na energię mechaniczną w ruchu wirowym.

Jako pierwsze propozycje można wymienić konstrukcje opisane w pracach [1], [2], [3] czy [7], które jednakże nie zostały wykorzystane w praktyce. Za pierwszą konstrukcję, która została po wszechstronnych badaniach laboratoryjnych wdrożona do produkcji, należy przyjąć rozwiązanie opisane w dwóch podstawowych pracach [4] i [5], które dotyczyło szerokiej gamy silników o 3 lub 4

11 Dr hab. inż., Akademia Górniczo-Hutnicza, jskw@uci.agh.edu.pl J) Dr inż., Akademia Górniczo-Hutnicza, dziadeck@uci.agh.edu.pl

” Dr inż., Akademia Górniczo-Hutnicza, zarudzki@uci.agh.edu.pl

268 Skwarczyński J., Dziadecki A., Zarudzki J.

fazach o mocy 10W przy 10000obr/min do 25kW przy 750obr/min. Silniki te nazwane przełączalnymi silnikami reluktancyjnymi (switched reluctance motors lub w skrócie SRM) były pierwszymi w rodzinie przełączalnych silników elektrycznych, które pozwalały na dużą moc przetwarzania energii elektrycznej na energię mechaniczną w ruchu obrotowym.

Zasadniczymi cechami pracy omawianych silników, które stanowią o ich odrębności od innych rodzin, są:

- głębokie wykorzystanie charakterystyk magnesowania w kierunku obszaru nasycenia do wartości bliskich indukcji nasycenia stosowanych blach elektrotechnicznych. Umowna granica między strefami liniowego magnesowania i nasycenia, określane zazwyczaj natężeniem pola magnetycznego lub w konkretnej konstrukcji chwilową wartością prądu fazowego jest przekraczana 3- i więcejkrotnie;

- sekwencyjne wzbudzanie faz silnika w funkcji aktualnego położenia wirnika, określane terminem przełączalności. Ten sposób, przynajmniej teoretycznie, powoduje, że nie istnieje tzw. prędkość biegu jałowego, a więc silnik bez obciążenia rozbiega się. Istnieje oczywiście górna granica prędkości, poza którą praca jest niemożliwa. Powodem takiego ograniczenia jest w głównej mierze maksymalna szybkość przełączania elementów energoelektronicznych, ale także rosnące z prędkością straty w żelazie, związane z szybkością przemagnesowania poszczególnych fragmentów obwodu magnetycznego.

Krótko można powiedzieć, że cechami podstawowymi są nasycenie i przełączalność. Bez tych dwóch cech nie udaje się uzyskać wskaźników ruchowych, porównywalnych z konwecjonalnymi silnikami z regulacją prędkości obrotowej w pełnym zakresie, np. ze sterowanym częstotliwościowo silnikiem indukcyjnym, stanowiącym obecnie najpowszechniej stosowany regulowany napęd elektryczny.

Do końca lat 90.tylko ta jedna konstrukq'a z rodziny przełączalnych silników elektrycznych była rozwijana i stosowana w praktyce przemysłowej, przechodząc rozwój wynikający z wprowadzenia nowych elementów energoelektronicznych (np. GTO, Mosfet, IPM) i techniki mikroprocesorowej do sterowania. Pierwszą propozycją, która nawiązuje do dwóch podstawowych cech, pracy w głębokim nasyceniu i z wykorzystaniem przełączalności, jest konstrukcja przełączalnego silnika klatkowego, nazwana umownie SICM (switched induction cage motor) [6], Cechą szczególną tej propozycji jest wykorzystanie zjawiska usuwania spod wzbudzanego bieguna zwoju zwartego, umieszczonego w wirniku silnika. Taka konstrukcja daje efekt odwrotny do silnika SRM, zamiast wciągania wydatnego bieguna wirnika pod wzbudzany biegun stojana następuje wypychanie zwoju zwartego spod wzbudzanego bieguna. Również i w tym przypadku konieczna jest praca w głębokim nasyceniu oraz sekwencyjne wzbudzanie faz stojana w funkcji położenia wirnika, aby uzyskać porównywalne właściwości z konwencjonalnym sterowanym napędem indukcyjnym. Ta druga konstrukcja pokazuje, że rodzina przełączalnych silników elektrycznych może się rozszerzyć o następne propozycje, wykorzystujące ww. dwie podstawowe cechy. O ile jednak cecha przełączalności jest charakterystyczna dla współczesnych regulowanych napędów elektrycznych, cecha pracy w głębokim nasyceniu stanowi przełom w konstruowaniu silników elektrycznych.

2. ZASADA DZIAŁANIA I PODSTAWOWE ZALEŻNOŚCI

Zasada działania przełączalnego silnika reluktancyjnego jest ogólnie znana. Wiadomo też, że obustronne uzębienie brzegów szczeliny i nasycanie rdzeni statora i rotora uniemożliwia sformułowanie analitycznej postaci wyrażenia dla momentu rozwijanego przez ten silnik.

Podstawowym założeniem przy próbach określenia związku pomiędzy prądem fazy i wytwarzanym momentem jest przyjęcie całkowitego rozprzęgnięcia magnetycznego pomiędzy poszczególnymi fazami silnika. Przy takim uproszczeniu moment jest efektem oddziaływań pomiędzy parą zębów stojana i wirnika, a zależność strumienia sprzężonego z uzwojeniem wybranej fazy od prądu tej fazy i położenia wirnika, może być podstawą określenia momentu, zgodnie ze wzorem

T - ^ - ^ r (e’ i')‘‘i' <1)

gdzie IPjest strumieniem skojarzonym z daną fazą, / -prądem tej fazy, a 0- położeniem wirnika.

Wartość strumienia 4/, pomniejszona o część wynikającą z zamykania się pola przez strefy międzyzębowe, a następnie podzielona przez powierzchnię “zazębienia”, jest średnią wartością indukcji Bs, w szczelinie pomiędzy zębem stojana i wirnika, oczywiście dla tych położeń 0, dla których zęby stojana rozpatrywanej fazy i odpowiednie zęby wirnika “nachodzą” na siebie, jak na rys.la. Na ry s .lb przedstawiono zależności Bsji) dla kilku położeń wirnika 0 z przedziału, w którym wytwarzany jest główny składnik momentu, tzn. podczas narastania powierzchni “zazębienia”.

Zależności B^Si, i) uzyskano z krzywych 9 f0 t i), wyznaczonych pomiarowo dla badanego silnika SRM [8],

Rys.1. Wytwarzanie momentu w silniku SRM: a) strefa "zazębienia", b) charakterystyka magnesowania strefy

"zazębienia"

Fig. 1. Torque production in SR-motor: a) overlapping zone, b) magnetisation characteristics of overlapping zone Niewielkie różnice pomiędzy poszczególnymi krzywymi na rys.lb sugerują przyjęcie założenia, iż w rozpatrywanym zakresie zmian położeń wirnika indukcja w szczelinie jest jedynie funkcją prądu (amperozwojów), tzn. nie zależy od położenia wirnika i jest stała w strefie “zazębienia”. To założenie, merytorycznie poprawne jedynie w przypadku nienasyconego jarzma stojana i wirnika, pozwala określić wytwarzany wówczas moment.

Strumień skojarzony z rozpatrywaną fazą można w tej sytuacji przedstawić wzorem:

e

4* = NRlFe [B(i)da = NRlFe0 B (i), (2)

o

w którym N - liczba zwojów fazy, R - promień wewnętrzny, lFe - długość pakietu stojana, B(i) - nieliniowa zależność indukcji w szczelinie od prądu fazy. Dla uproszczenia zapisu pominięto część strumienia spoza strefy “zazębienia".

Koenergia pola magnetycznego może być zapisana w postaci:

w ; = J4'(i')di' = NRIFe© jB (i')di'. (3)

0 o

Moment elektromagnetyczny wg (1) wynosi więc:

T = NRlFefB(i')di' (4)

o

czyli jest proporcjonalny do pola pod krzywą magnesowania obwodu głównego.

Rzeczywisty moment wytwarzany w SRM będzie mniejszy od wynikającego ze wzoru (4) na skutek istnienia spadków napięć magnetycznych w jarzmie, wzrastających wraz z powiększaniem strumienia, oraz obecności pola poza strefą “zazębienia”.

Podobne podejście można zastosować także w przypadku przełączalnego silnika indukcyjnego klatkowego, mając na celu porównanie momentów wytwarzanych w obu maszynach. Należy przy tym zauważyć, że SICM jest jedną z możliwych realizacji ciągłego wytwarzania momentu elektromagnetycznego według zasady przedstawionej na rys.2a.

2 7 0 Skwarczyński J., Dziadecki A., Zarudzki J.

a)

/

Rys.2. Zasada wytwarzania momentu w silniku przełączalnym obustronnie uzwojonym: a) szeregowe połączenie uzwojeń, b) przekrój poprzeczny

Fig.2. The principle of torque production in switched doubly winded motor a) series connection of windings, b) crosssection of motor

Dla układu jak na rys.2b założymy, iż nasyconymi fragmentami obwodu magnetycznego są jedynie przyszczelinowe strefy stojana i wirnika (w szczególności zęby), a permeancja jarzm jest bez porównania większa od permeancji tych stref. W tych warunkach strumienie skojarzone z dwoma zezwojami magnetycznie sprzężonymi, usytuowanymi jak na rys.2b, wynoszą:

przy czym is, i« - prądy cewek stojana i wirnika,

Ns, Nw - liczba zwojów zezwoju stojana i wirnika, 9S, S „ - połowa rozpiętości zezwojów stojana i wirnika,

B(Ni) - nieliniowa zależność indukcji w szczelinie od przepływu cewek.

Wykorzystując (5) i (6) koenergię magnetyczną można przedstawić wzorem:

Obliczenie pochodnej cząstkowej (7) względem kąta 0 prowadzi do wyrażenia momentu

dla 0<©<2S, oraz 9S<9*.

Graficzną interpretację wzoru (8) dla ¡w < 0 przedstawiono na rys.3. Miarą wytwarzanego momentu jest pole pomiędzy krzywymi magnesowania B(Ni). Pole to jest największe dla Nsis = - Nwiw i jest wtedy dwukrotnie większe od pola wg (4). Powierzchnie obu pól wg (4) i (8) stają się jednakowe dla N,i, = -0,5N „iw O wielkości wytwarzanego momentu decyduje więc prąd i«.

(5)

= R lFeN s { © B (N si5) + (2 8 s -© )B (N sis + N wiw )},

| 2 S , 2 3 w + 0

'i'w O s .O sR>FcN w

\

l 9 2». J

= RlpeN w { (28s - © )B (N ,is + N wi J + (2SW + © - 2 3 ,) B(Nwiw)}

(6)

O o

a© = RlFeN s j[B (N ,i;)-B (N si; + N wiw)]di; (8)

o

B

Rys.3. Graficzna interpretacja wzoru (8) Fig.3. Graphical interpretation of formula (8)

W SICM prąd wirnika iw nie pochodzi ze źródła zewnętrznego, lecz zostaje wyindukowany przez szybko narastający prąd stojana w chwili, gdy zwarty obwód wirnika jest najlepiej sprzężony z odpowiednim zezwojem stojana. Unika się w ten sposób kłopotliwego galwanicznego łączenia obwodów ruchomych z nieruchomymi, ale amperozwoje wirnika będą zawsze mniejsze od amperozwojów stojana.

Określenie analityczne prądu wirnika z uwzględnieniem nieliniowości obwodu magnetycznego nie jest możliwe. Początkową wartość prądu iw, wyindukowanego przez narastający prąd stojana pod wpływem stałego napięcia zasilającego, można oszacować rozwiązując układ równań dwóch obwodów magnetycznie sprzężonych, przy zerowych warunkach początkowych. Załączenie napięcia stałego następuje w warunkach pełnego sprzężenia wzbudzanej fazy z parą oczek klatki, których reakcja, jak wiadomo, ma charakter "demagnesowania", więc założenie o liniowości obwodu magnetycznego tutaj wydaje się być uzasadnione. Ponieważ prąd stojana będzie stabilizowany na poziomie kilku procent wartości ustalonej isu=uJRs , o wartości maksymalnej prądu wirnika zadecyduje pochodna prądu stojana bezpośrednio po załączeniu napięcia oraz czas t„

narastania prądu stojana do wartości stabilizowanej (w silniku SRM tę wartość określa się jako graniczną v ). W tych warunkach wartość prądu wirnika w chwili t„, gdy prąd stojana osiągnie wartość Isst, wyniesie

gdzie Us - indukcyjność zwarcia “widziana” od strony stojana, (1-aO - współczynnik ekranowania obwodu wirnika, stosunek indukcyjności głównej do indukcyjności całkowitej zezwoju wirnika.

Po osiągnięciu przez prąd stojana zadanej wartości prąd ten jest utrzymywany na zadanym poziomie. W tym czasie prąd iw w zwartym obwodzie klatki zanika, głównie pod wpływem sem rotacji. Wykonane szacunkowe obliczenia przebiegu zanikania tego prądu wykazały, że w szerokim zakresie prędkości obrotowych wirnika, w wymaganym przedziale czasu prąd maleje do około połowy swej wartości początkowej (9).

Obliczenia dotyczące procesu komutacji, jeśli mają dostarczyć analitycznych wyników, wymagają zbyt wielu uproszczeń, aby być wiarygodnymi. Toteż pozostaje jedynie założyć, że dla dostatecznie szybkiego wyłączenia prądu stojana moment w podobnym czasie zanika do zera.

Sens takiego założenia potwierdzają symulacje komputerowe.

W sumie szacunkowe obliczenia pozwalają twierdzić, że średnie amperozwoje wirnika kształtują się na poziomie (0,5-r0,6)N5is i o tę wartość należałoby przesunąć w lewo krzywą magnesowania na rys.3 z położenia odpowiadającego maksymalnemu wytwarzanemu momentowi.

Z przedstawionych rozważań wynika, że oba silniki wykazują podobne własności zarówno pod względem wpływu nasycenia rdzeni, jak i wielkości wytwarzanego momentu. Na uzyskaną

'w m ax O)

(10)

272 Skwarczyński J., Dziadecki A., Zarudzki J.

praktycznie wartość tego momentu ostateczny wpływ będzie miała w przypadku SRM wartość strumienia zamykającego się przez strefy międzyzębowe, w przypadku SICM - wartość średnia prądu wirnika.

3. STRUKTURA I STEROWANIE NAPĘDU Z SILNIKIEM PRZEŁĄCZALNYM

Z przedstawionej w punkcie 1 analizy teoretycznej działania omawianych silników przełączalnych wynika konieczność zastosowania odpowiedniej struktury energoelektronicznej do sterowania sekwencyjnym wzbudzaniem faz silników.

Schemat ideowy całego układu napędowego pokazano na rys.4.

struktura energoelektroniczna

Rys.4.Schemat ideowy napędu z silnikiem przełączalnym SRM lub SICM w układzie otwartym Fig.4. Schematic diagram of SR- or SIC-drive at open-loop configuration

Część silnoprądowa napędu z silnikiem przełączalnym składa się z dwóch podstawowych elementów: samego silnika oraz struktury energoelektronicznej, w której wykorzystano inteligentne moduły mocy IPM, gdzie rolę łączników sterowanych pełnią tranzystory mocy IGBT.

Specyfiką sterowania napędu z silnikiem przełączalnym jest podział obszaru sterowania na dwa zasadnicze zakresy:

- pierwszy, związany z ograniczaniem maksymalnego prądu fazy do wartości zadanej, określanej jako wartość stabilizowana Isst lub prąd graniczny igr, poprzez proces modulacji realizowany regulacją dwupołożeniową, często nazywany w literaturze zakresem sterowania prądowego, - drugi, nazywany zakresem sterowania napięciowego, w którym maksymalna wartość impulsu

prądowego osiąga co najwyżej wartość Isst lub igr i proces modulacji nie występuje.

Stosowanie modulacji prądu w zakresie sterowania prądowego wynika z konieczności ograniczenia skutecznej wartości prądu do poziomu obciążalności prądowej uzwojeń fazowych.

Jedynie do uzyskania odpowiedniej dynamiki napędu dopuszcza się w stanach nieustalonych (rozruch, nawrót, przestawianie prędkości, hamowanie) uzależnioną czasowo większą nastawę prądu granicznego.

Z punktu widzenia sterowania przełączaniem faz stosuje się dwie metody: sterowanie łączne i sterowanie rozłączne. W pierwszej metodzie załączenie fazy kolejnej w sekwencji jest równocześnie początkiem wyłączenia fazy poprzedniej. Metoda ta jest w zasadzie użyteczna jedynie w pierwszym zakresie pracy, przy sterowaniu prądowym. Sterowanie rozłączne nie spełnia tego warunku i każda faza jest sterowana w obydwu strefach regulacji indywidualnie. Pozostaje jedynie warunek, że pomiędzy dwoma następującymi po sobie załączeniami lub wyłączeniami kolejnych w sekwencji faz odstęp kątowy wynika z liczby impulsów prądowych, przypadających na jeden obrót wału silnika. Ta metoda pozwala na bardziej efektywne sterowanie w obydwu zakresach, zarówno przy sterowaniu prądowym, jak i napięciowym, wymaga jednakże bardziej rozbudowanych algorytmów przetwarzania.

Kolejnym aspektem sterowania napędu z silnikiem przełączalnym jest zjawisko wyprzedzania załączenia, czyli konieczność przestawiania kąta załączenia ze wzrostem prędkości obrotowej w kierunku przeciwnym do kierunku obrotów, tak aby uzyskać niezbędny czas dla narastania prądu fazowego do wartości granicznej w zadanej strefie. W najprostszym rozwiązaniu przyjmuje się prostą zasadę, że czas wyprzedzenia jest wielkością stałą co przy wzroście prędkości powoduje, że kąt wyprzedzenia zwiększa się liniowo. Ta prosta zasada kształtowania kąta wyprzedzenia może być poddana modyfikacjom, pozwalającym maksymalizować moment całkowity silnika przy zadanej wartości prądu granicznego. W takim przypadku kąt wyprzedzenia będzie funkcją nie tylko prędkości obrotowej n, ale także prądu granicznego ig, lub wartości stabilizowanej I»».

Z przedstawionego opisu sterowania wynika, że do działania napędu z silnikiem przełączalnym potrzeba co najmniej następujących sygnałów:

- wartości stabilizowanej lsst lub prądu granicznego igr, który umożliwia w procesie modulacji ograniczenie maksymalnej wartości prądu fazowego,

- kąta załączenia ©z i kąta wyłączenia ©„, które odpowiadają za wytworzenie pulsu prądowego w odpowiednim przedziale kąta położenia wirnika i których generacja wymaga zastosowania czujnika położenia,

- czasu wyprzedzenia Ł«,, pozwalającego maksymalizować moment całkowity silnika.

Taką konfigurację napędu z silnikiem przełączalnym można uznać za układ otwarty. Dalsze uzależnienie sygnałów sterujących od wielkości wyjściowych można uzyskać tworząc pętle sprzężeń zwrotnych i wtedy można mówić o układzie zamkniętym.

4. PODSUMOWANIE

Przedstawione w artykule zależności nie stanowią formalnego modelu matematycznego elektrycznych silników przełączalnych, który łączyłby w sposób jednoznaczny wymuszenia i odpowiedzi obiektu. Sformułowano je mając jedynie na celu wykazanie:

- możliwości wytwarzania w SRM i SICM momentu porównywalnego z produkowanym w innych rodzajach silników podobnej wielkości mechanicznej, w szczególności w porównaniu z silnikiem indukcyjnym,

- co najmniej liniowej zależności momentu wytwarzanego w silnikach SRM i SICM od prądu fazowego, bez względu na stopień wykorzystania nasyconej części charakterystyki magnesowania obwodu głównego.

Prezentowane zależności pozwalają również, przed rozpoczęciem zabiegów zmierzających do optymalizacji konstrukcji, ocenić wartości maksymalne momentów teoretycznie możliwych do uzyskania w rozpatrywanym typie czy odmianie przełączalnego silnika. Ten aspekt jest szczególnie istotny wobec faktu, że tworzenie nowych lub zoptymalizowanych konstrukcji pociąga za sobą znaczne nakłady finansowe.

LITERATURA

1. Bausch H., Rieke B.: Performance of thyristor-fed electric car reluctance motors, Proc. of Int.

Conf. on Electrical Machines, Brussels, pp. E4/2-1+E4/2-10, 1978.

2. Byrne J.V., Lacy J.G.: Characteristics of saturable stepper and reluctance motors, in "Small electrical machines", IEE Conf. Publ. 136, pp. 93+96, 1976.

3. Koch W.H.: Thyristor controlled pulsating field reluctance motor system, Electric Machines and Electromechanics, nr 1, pp. 201+215, 1977.

4. Lawrenson P.J., Stephenson J.M., Blenkinsop P.T., Ćorda J., Fulton N.N.: Variable-speed switched reluctance motors, IEE Proc., vol.127, pt.B, nr 4, pp. 253+265, July 1980.

5. Ray W.F., Davis R.M.: Inverter drive for doubly salient reluctance motor: its fundamental behaviour, linear analysis and cost implications, IEE J. Electr. Power Appl., vol.2, nr 6, pp.

185+193, December 1979.

6. Skwarczyński J., Gołębiowski L., Drabek T.: Badania symulacyjne i pomiarowe przełączalnego silnika indukcyjnego klatkowego, Prace Naukowe Inst. Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej, nr 48, str.131+138, 2000.

2 7 4 Skwarczyński J., Dziadecki A., Zarudzki J.

7. Unnewehr L.E., Koch W.H.: An axial air-gap reluctance motor for variable speed applications, IEEE Trans., PAS-93, 1974, pp. 367-5-376.

8. Zarudzki J., Grzegorski J., Skotniczny J.: Metoda identyfikacji parametrów przełączalnego silnika reluktancyjnego, Przegląd Elektrotechniczny, nr1, str.5-8, 2001.

Recenzent: Prof, dr hab. inż. Zbigniew Stein

Wpłynęło do Redakcji dnia 15 lutego 2001 r.

Abstract

Basing on the general formulation of electromechanical energy conversion the authors propose the unified approach to estimation of the produced torque in both switched motors: SRM and SICM.

Taking into account the saturation process of magnetic circuits, to construct analytical determination of the switched motors is difficult and the obtained dependencies weakly viewable. The paper shows that the magnetisation characteristics of the magnetic main circuit, calculated or measured for both motors, are the base for torque determination and the field under magnetisation curve decides about the torque value.

From this point of view the instantaneous torque of SR- or SIC-motor is expressed by formula (4) and (8), respectively. Both formulae are determined from the principles of operation of the motors, whose simplified constructions are shown in Flgs.1 and 2. Further analysis is concerned particularly with utilisation level of saturated part of magnetisation characteristic, and also with the rotor current value in SIC-motor, excited inductionally by fast stator current increase. This analysis allows to formulate the fundamental conclusion that the achievement of torque value relative to the mechanical motor volume, is possible only if motors operate on the saturated .magnetisation curves.

Furthermore, the rotor current in SICM reaches less value according to the winding ratio due to the excited flux leakage (formula 9).

Second important problem is power electronic structure and its control to secure the proper sequence of phase switching. The schematic diagram of a drive system is shown in Fig.4. It assures measurement of the rotor position angle, expressing the chopping current and advance switch-on angle as a function of the angular speed. So configurated drive system with switched motors is the open-loop control system. Further forming both static characteristics and dynamic properties can be realised with closed-loop control system, e.g. with torque or speed feedback loops.

From the above considerations one can draw a conclusion that the both switched motors offer comparable conctruction and operation parameters.

Praca została wykonana w ramach projektu badawczego nr 8 T10A 031 17 finansowanego przez Komitet Badań Naukowych.