SILNIKI KOMUTATOROWE WZBUDZANE MAGNESAMI TRWAŁYMI

Transkrypt

1 Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Nr 58 Politechniki Wrocławskiej Nr 58 Studia i Materiały Nr maszyny elektryczne, prąd stały, magnesy trwałe, obliczenia, badania * Ignacy DUDZIKOWSKIF SILNIKI KOMUTATOROWE WZBUDZANE MAGNESAMI TRWAŁYMI Omówiono wyniki prac badawczych zrealizowanych w Instytucie Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych w zakresie silników komutatorowych wzbudzanych magnesami trwałymi. Zamieszczono analizę: struktur obwodów magnetycznych, odporności na odmagnesowanie, optymalizacji, zasilania z prostowników sterowanych i przekształtników impulsowych, rozruszników samochodowych oraz analizę polowo-obwodową zjawisk elektromagnetycznych. Omówiono wyniki prac dla przemysłu. 1. WPROWADZENIE Maszyny elektryczne o magnesach trwałych mają długą historię rozwoju. Pierwsze maszyny elektryczne produkowane w XIX wieku były wzbudzane magnesami trwałymi. Jako magnesy stosowano stale węglowe. Niskie parametry magnetyczne magnesów były przyczyną tego, że po okresie około 40 lat rozwoju ich moc nie przekraczała kilku kw. Zastosowanie wzbudzania elektromagnetycznego (H. Wilde, S. Hirot, W. Siemens) umożliwiło zdecydowaną poprawę parametrów i wzrost mocy maszyn elektrycznych. Stagnacja w rozwoju maszyn o magnesach trwałych trwała do lat trzydziestych XX wieku, kiedy to zostały opracowane magnesy Al-Ni-Co (T. Mishima, 1932). Wówczas maszyny magnetoelektryczne stały się konkurencyjne w stosunku do maszyn o wzbudzeniu elektromagnetycznym, a rozpowszechniły się po zastosowaniu magnesów ferrytowych. Głównymi zaletami maszyn magnetoelektrycznych są: większa sprawność, prostsza konstrukcja i technologia, mniejsze zużycie materiałów, niższe koszty produkcji i eksploatacji. * Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, Wrocław, ul. Smoluchowskiego 19, HUignacy.dudzikowski@pwr.wroc.plUH.

2 Około 40% światowej produkcji magnesów przeznaczone jest do wzbudzania maszyn elektrycznych, z czego 70% do maszyn stosowanych w pojazdach mechanicznych, głównie samochodach. Uwzględniając, że roczna światowa produkcja samochodów wynosi około 70 mln. sztuk, a współczesny samochód wyposażony jest przeciętnie w 35 silników elektrycznych, daje to ponad 2 miliardy maszyn rocznie. Na drugim miejscu pod względem stosowania maszyn o magnesach trwałych jest szeroko rozumiany przemysł produkujący sprzęt gospodarstwa domowego. Kolejne miejsce zajmuje przemysł komputerowy. Produkcja samych napędów dysków twardych jest na poziomie około 300 mln. sztuk rocznie. Stosowane w maszynach elektrycznych magnesy trwałe można podzielić na 4 grupy: ferrytowe, Al-Ni-Co, Sm-Co oraz Nd-Fe-B. Udział wagowy poszczególnych grup w rynku światowym wynosi: ferryty około 95%, Nd-Fe-B - ok. 3%, pozostałe magnesy ok. 2%. Pomimo upływu około 50 lat od pojawienia się na rynku magnesów ferrytowych i opracowania w tym czasie wielu nowych materiałów magnesy ferrytowe odgrywają nadal dominującą rolę. Wynika to z około 10 razy niższej ceny jednostki energii magnetycznej (w porównaniu z magnesami Nd-Fe-B) oraz dosyć dobrej odporności na odmagnesowanie. Rola magnesów Al-Ni-Co zmniejsza się wraz z rozwojem produkcji magnesów Nd-Fe-B. Zmniejsza się również rola magnesów Sm-Co, gdyż magnesy Nd-Fe-B są znacznie tańsze i mają większą energię właściwą. Prace badawcze dotyczące maszyn o magnesach trwałych w Instytucie Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych (ówczesny Instytut Układów Elektromaszynowych) rozpoczęły się w 1968r. opracowaniem serii silników dla motoryzacji [33]. Produkcję tych silników uruchomiły Zakłady Elektrotechniki Motoryzacyjnej w Dusznikach Zdroju. Było to pierwsze uruchomienie produkcji wielkoseryjnej silników magnetoelektrycznych w Polsce. Od tego czasu prace dotyczące komutatorowych maszyn magnetoelektrycznych są realizowane w Instytucie w sposób ciągły. Chronologicznie ich zakres obejmował: teorię, projektowanie i badanie silników dwubiegowych [2], silniki bezżłobkowe zasilane z prostowników [3], analizę i badania eksperymentalne zjawiska oddziaływania twornika w silnikach o różnym rozwiązaniu obwodu magnetycznego [1, 9], analizę wpływu rodzaju magnesów oraz struktury obwodu magnetycznego na parametry maszyn [1, 4], opracowanie metody i urządzenia do badania pola magnetycznego oraz wykonanie takich badań [8, 9], opracowanie metody wyznaczania odporności na odmagnesowanie maszyn o różnym rozwiązaniu obwodu magnetycznego [1, 10, 13, 14, 17], opracowanie algorytmów i programów do komputerowo wspomaganego projektowania komutatorowych silników magnetoelektrycznych z uwzględnieniem obliczeń cieplnych [1, 19],

3 opracowanie algorytmu i programu do optymalizacji silników [18], opracowanie modelu matematycznego, algorytmu i programu do obliczania przebiegów czasowych oraz charakterystyk elektromechanicznych silników zasilanych z prostowników sterowanych [15, 16], opracowanie modelu matematycznego, algorytmu i programu do obliczania przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: sieć zasilająca - przekształtnik impulsowy - silnik magnetoelektryczny [5, 20, 24, 26], analizę wpływu parametrów przekształtnika impulsowego (częstotliwości modulacji, pojemności filtra, współczynnika wypełnienia impulsów) na parametry elektromechaniczne silnika [24, 26], opracowanie modelu matematycznego, algorytmu i programu do obliczania przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: akumulator - rozrusznik o magnesach trwałych - silnik spalinowy [23, 37]. Aktualnie realizowane prace koncentrują się na dwu i trójwymiarowej polowoobwodowej analizie zjawisk elektromagnetycznych w ustalonych i dynamicznych stanach pracy silników oraz na badaniach eksperymentalnych stanów dynamicznych [6, 7, 21, 22, 25]. 2. CHARAKTERYSTYCZNE STRUKTURY OBWODÓW MAGNETYCZNYCH MAGNETOELEKTRYCZNYCH SILNIKÓW PRĄDU STAŁEGO Na rysunku 1 zamieszczono charakterystyczne rozwiązania obwodów magnetycznych silników komutatorowych. Najbardziej rozpowszechniona jest struktura z rys. 1a. Rozwiązania z rys. 1b...1e charakteryzują się zwiększoną odpornością na odmagnesowanie. Struktura z rys. 1e chroni magnesy przed odmagnesowaniem oraz umożliwia zwiększenie wartości momentu przypadającego na jednostkę masy. Nadaje się do magnesów typu Al.-Ni-Co. Rozwiązania z koncentratorami strumienia (rys. 1e) umożliwiają zwiększenie wartości indukcji w szczelinie, zmniejszenie średnicy i zmniejszenie momentu bezwładności wirnika. Silniki bezżłobkowe (kubkowy - rys. 1g i tarczowy rys. 1h), charakteryzują się bardzo małą elektromechaniczną i elektromagnetyczną stałą czasową i bardzo dobrą jakością komutacji. Stosowane są w automatyce jako szybkoreagujące silniki wykonawcze.

4 Rys. 1. Szkice charakterystycznych rozwiązań obwodów magnetycznych silników komutatorowych: a) z magnesami segmentowymi, b) z magnesami dwuczęściowymi, c) z jarzmem o zwiększonej reluktancji dla strumienia oddziaływania twornika, d) z nabiegunnikami, e) z magnesami usytuowanymi prostopadle do kierunku promieniowego, f) z koncentratorami strumienia, g) z wirnikiem kubkowym, h) z wirnikiem tarczowym Fig. 1. Sketches of typical magnetic circuit designs for commutator motors with: a) segment magnets, b) two-part magnets, c) yoke with increased reluctance for armature reaction flux, d) pole shoes, e) magnets situated perpendicular to radial direction, f) flux concentrators, g) cup rotor, h) disk rotor

5 3. BADANIA ODPORNOŚCI NA ODMAGNESOWANIE Niebezpieczeństwo odmagnesowania magnesów jest jedną z głównych barier, które należy uwzględnić w procesie projektowania i eksploatacji maszyn magnetoelektrycznych. Dla istniejącej maszyny problem sprowadza się do wyznaczenia dopuszczalnej wartości prądu twornika, która nie spowoduje trwałego zmniejszenia strumienia, lub do wyznaczenia wartości strumienia po dowolnych przeciążeniach prądowych. Skutki odmagnesowującego działania przepływu twornika zależą od wymiarów i parametrów magnesów, wymiarów i właściwości magnetycznych materiałów zewnętrznego obwodu magnesów, liczby prętów uzwojenia i skrótu uzwojenia twornika oraz od temperatury i wartości prądu twornika [1, 10, 13, 17]. Dostępne programy do analizy pola elektromagnetycznego umożliwiają wyznaczenie rozkładu pola i wartości strumienia magnetycznego w maszynie o dowolnej zadanej wartości prądu twornika, ale nie umożliwiają wyznaczenia wartości strumienia po zaniku odmagnesowującego przeciążenia prądowego. Lukę tą wypełnia opracowana metoda, algorytm i program do wyznaczania wartości strumienia po dowolnych przeciążeniach prądowych. Przedstawiono ją w pracach [1, 10, 13, 14, 17]. Strumień magnetyczny i odporność na odmagnesowanie zależą od temperatury magnesów, a parametry ruchowe również od temperatury uzwojenia twornika. Temperatura magnesów i temperatura uzwojenia zależą z kolei od temperatury otoczenia i wartości strat mocy w maszynie. Temperatura otoczenia może zmieniać się w szerokich granicach. Przykładowo dla rozruszników samochodowych zawiera się w przedziale (-40)...150ºC. W podobnym przedziale może zmieniać się temperatura magnesów. Wraz ze zmianą temperatury zmieniają się parametry magnesów, wartość strumienia i odporność na odmagnesowanie. Dlatego w procedurę obliczeń elektromagnetycznych silników włączono algorytm obliczeń cieplnych. Algorytm oraz wyniki obliczeń cieplnych zamieszczono w pracy [19]. Na rys. 3 zamieszczono charakterystyki określające wartość strumienia po zaniku prądu o różnych wartościach w maszynie z magnesami o różnej wysokości, a na rys. 2 w różnych temperaturach pracy magnesów. Rys. 2 i 3 dotyczą opracowanego rozrusznika samochodowego, o prądzie znamionowym I n =550A i prądzie zwarcia I z =1050A, wzbudzanego magnesami ferrytowymi [39].

6 Rys. 2. Charakterystyki określające wartość strumienia magnetycznego po zaniku prądu o różnej wartości w różnych temperaturach ϑ : 1 - (-40) C, 2 - (-20) C, 3-0 C, 4-20 C, 5-60 C, C, C, C. Fig. 2. Flux after decay of current overloads in machine with different working temperatures of magnets ϑ: 1 - (-40) C, 2 - (-20) C, 3-0 C, 4-20 C, 5-60 C, C, C, C. Rys. 3 Charakterystyki określające wartość strumienia magnetycznego po zaniku prądu o różnych wartościach w maszynie z magnesami o różnej wysokości: 1 - h m =4mm, 2 - h m =5mm, 3 - h m =6,4mm, 4 - h m =8mm, 5 - h m =9mm, 6 - h m =10mm. Fig. 3 Characteristic curves representing flux value after decay of current overloads in machine with magnets of different heights: 1 - h m =4mm, 2 - h m =5mm, 3 - h m =6,4mm, 4 - h m =8mm, 5 - h m =9mm, 6 - h m =10mm. Z przeprowadzonych badań zjawiska odmagnesowania wynika, że wymaganą odporność na odmagnesowanie można uzyskać przez dobór odpowiedniej liczby par biegunów, dobór odpowiedniego gatunku magnesów oraz dobór ich odpowiedniej wysokości. Zwiększenie liczby par biegunów powoduje, że odmagnesowujący przepływ twornika w obszarze jednego magnesu ulega zmniejszeniu. Dopuszczalna wartość prądu nie powodującego odmagnesowania magnesów jest praktycznie proporcjonalna do ich wysokości hm. Strumień i moment elektromagnetyczny zależą od wysokości magnesów w zdecydowanie mniejszym stopniu niż odporność na odmagnesowanie (rys. 3). W maszynach z magnesami ferrytowymi problem zapewnienia odporności na odmagnesowanie występuje w ujemnych temperaturach pracy. Przykładowo odporność na odmagnesowanie w temperaturze (-40) C jest trzykrotnie mniejsza niż w temperaturze 150 C (rys. 2). Odwracalne zmiany strumienia w zakresie (-40) C wynoszą około 50% (rys. 2). W maszynach z magnesami neodymowymi problem odporności na odmagnesowanie występuje w stanie nagrzanym. W zależności od składu i technologii wykonania magnesów ich maksymalna dopuszczalna temperatura pracy zawiera się w przedziale C.

7 Odporność maszyny na odmagnesowanie można zwiększyć również [1] przez odpowiednie ukształtowanie obwodu magnetycznego: zastosowanie jarzma stojana o zwiększonej reluktancji (rys. 1c) umożliwia zwiększenie przeciążeń prądowych nie powodujących odmagnesowania o % przy zmniejszeniu strumienia nie przekraczającym 0,52%, zastosowanie magnesów dwuczęściowych (rys. 1b) umożliwia uzyskanie wymaganej odporności na odmagnesowanie i jednocześnie uzyskanie większej wartości strumienia. Odmagnesowywany kraniec magnesu (obszar kąta α 2 ) jest wykonany z materiału o większej odporności na odmagnesowanie, a pozostała część z materiału o większej indukcji remanentu, najbardziej skutecznym sposobem zwiększenia odporności na odmagnesowanie jest zastosowanie nabiegunników (rys. 1d). Odbywa się to praktycznie bez zmniejszenia wartości strumienia magnetycznego. Kosztem jest zwiększenie masy, wymiarów zewnętrznych maszyny i nieznaczne zmniejszenie sprawności spowodowane stratami wiroprądowymi w nabiegunnikach. Obszerną analizę wpływu struktury obwodu magnetycznego i rodzaju magnesu na odporność na odmagnesowanie omówiono w pracach [1, 14, 17]. 4. ZAGADNIENIE OPTYMALIZACJI SILNIKÓW Maszyny o magnesach trwałych są produkowane wielkoseryjnie. Uruchomienie produkcji nowego wyrobu powinno być poprzedzone jego optymalizacją. Opracowano metodę, algorytm i program [18] które umożliwiły optymalizację silników według następujących kryteriów: a) minimum kosztów wyprodukowania i użytkowania silnika - K min, b) minimum masy materiałów czynnych elektromagnetycznie - G min, c) minimum kosztów materiałów czynnych elektromagnetycznie - K c min, d) maksimum momentu przypadającego na jednostkę masy (M/G) max, e) minimum kosztów materiałów czynnych elektromagnetycznie przypadających na jednostkę M/G - (Kc G/M) min, f) maksimum sprawności - η max. Zastosowanie kryterium a jest wskazane przy optymalizacji maszyn o możliwych do określenia kosztach eksploatacji. Najbardziej miarodajnym kryterium wykorzystania objętości maszyny jest kryterium d. Z punktu widzenia interesów producenta ważne są kryteria b, c, e. Proces optymalizacji maszyn o magnesach trwałych jest złożony, gdyż wymaga włączenia obliczeń cieplnych w procedurę obliczeń optymalizacyjnych i uwzględnienia wpływu temperatury na zmiany parametrów magnesów i odporność na odmagnesowanie. Konieczne jest spełnienie wielu ograniczeń. Po wyznaczeniu

8 ekstremum globalnego zadanej funkcji celu i wyznaczeniu wymiarów optymalnych zwykle zachodzi konieczność odstępstwa od niektórych z nich. Wynika to ze względów normalizacyjnych, technologicznych lub unifikacyjnych. Wyniki obliczeń optymalizacyjnych silnika komutatorowego o magnesach trwałych zamieszczono w pracy [17]. Zilustrowano tam również skutki odstępstwa od wymiarów optymalnych na moment użyteczny, prędkość obrotową, sprawność, przyrosty temperatur i koszty. W silnikach o szerokim zakresie regulacji prędkości obrotowej, co zwykle występuje w praktyce, wymiary optymalne obwodu elektromagnetycznego są różne dla różnych obszarów prędkości. Projektowana konstrukcja jest wówczas rozwiązaniem kompromisowym. Możliwość wyznaczenia skutków odstępstwa od wymiarów optymalnych ułatwia projektującemu świadomy wybór rozwiązania kompromisowego. 5. ANALIZA PRACY SILNIKÓW ZASILANYCH Z PROSTOWNIKÓW STEROWANYCH W wyniku systematycznego zmniejszania się kosztów energoelektronicznych układów zasilających (prostowników sterowanych i przekształtników impulsowych) znajdują one coraz szersze zastosowanie do zasilania komutatorowych silników wzbudzanych magnesami trwałymi. Przy zasilaniu silników z tego typu źródeł, przebiegi czasowe prądu, mocy i momentu mają charakter impulsowy. Do wyznaczenia parametrów ruchowych takich silników niezbędne jest obliczenie przebiegów czasowych wielkości wejściowych (prądu, napięcia, mocy) oraz przebiegów czasowych wielkości wyjściowych (momentu, mocy i prędkości). W tym celu opracowano model matematyczny, algorytm oraz program do obliczania silników o magnesach trwałych zasilanych z prostowników sterowanych [15, 16]. Zastosowana metoda obliczeń ma charakter hybrydowy. Przebiegi czasowe wielkości elektrycznych i mechanicznych silnika wyznacza się rozwiązując numerycznie równania różniczkowe. Pulsacje strumienia magnetycznego oraz jego zależność od prądu silnika i temperatury wyznaczono za pomocą programu do analizy pola elektromagnetycznego. Parametry ruchowe silnika, straty mocy, przyrosty temperatur uzwojenia i magnesów obliczane są na podstawie opracowanego algorytmu. Algorytm i program umożliwiają wyznaczenie czasowych przebiegów w stanie obciążenia silnika, zwarcia, w stanie jałowym, a także obliczenie charakterystyk ruchowych silnika przy dowolnym kącie wysterowania prostownika. Sprawdzana jest odporność na odmagnesowanie z uwzględnieniem jej zmian spowodowanych zmianą temperatury magnesów. Obliczony dopuszczalny prąd silnika nie powodujący odmagnesowania magnesów jest porównywalny z maksymalną chwilową wartością prądu rozruchu. W procedurę obliczeń elektromagnetycznych wprzęgnięto obliczenia cieplne. Uwzględniany jest rodzaj pracy i rodzaj budowy maszyny. Program umożliwia

9 również wyznaczenie parametrów rozruchowych silnika i odporność na odmagnesowanie dla dowolnie zadanych wartości temperatury otoczenia. Schemat zastępczy silnika zasilanego z prostownika sterowanego zamieszczono na rysunku 4, a przykładowe przebiegi czasowe na rysunkach 5 i 6. Rys. 4. Schemat zastępczy Fig. 4. Equivalent diagram Rys. 5. Obliczone przebiegi wielkości elektrycznych w silniku zasilanym z prostownika sterowanego: i prąd silnika, u napięcie na silniku, e siła elektromotoryczna, P 1 moc pobierana z sieci Fig. 5. Calculated transients of electrical quantities for motor supplied by controlled rectifier: i armature current, u motor voltage, e electromotive force, P 1 mains power Rys. 6. Przebiegi wielkości mechanicznych silnika zasilanego z prostownika sterowanego: M e moment elektromagnetyczny, M moment mechaniczny, P moc mechaniczna Fig. 6. Calculated transients of mechanical quantities for motor supplied by controlled rectifier: M e electromagnetic torque, M mechanical torque, P mechanical power Z wykonanej analizy i obliczeń wynika, że przebieg czasowy napięcia na silniku (rys. 5) jest wynikiem sekwencyjnego doprowadzania do zacisków fragmentów napięcia wyjściowego prostownika oraz siły elektromotorycznej indukowanej w tworniku.

10 Sinusoidalne napięcie sieci występuje tylko fragmentami w czasie przewodzenia prądu (rys. 5). W czasie gdy prąd nie płynie, na tworniku istnieje napięcie równe sile elektromotorycznej. W zależności od elektromagnetycznej stałej czasowej silnika, momentu obciążenia oraz kąta wysterowania może wystąpić nieciągłe przewodzenie zaworów prostownika, co oznacza nieciągłe przewodzenie prądu silnika. Prąd silnika ma charakter pulsacyjny. Występujące pulsacje prądu i strumienia powodują pulsacje momentu elektromagnetycznego, momentu i mocy na wale. Są przyczyną powstawania strat dodatkowych, obniżenia sprawności oraz zwiększenia przyrostu temperatury uzwojenia. Wartość skuteczna prądu (powodująca straty mocy) jest znacznie większa od wartości średniej wytwarzającej moment elektromagnetyczny. Innym zjawiskiem związanym z pulsacja prądu twornika są duże wartości sił elektromotorycznych rotacji i samoindukcji w zezwojach komutujących. Gdyby nie zastosować specjalnych środków zaradczych ich suma w badanym silniku przekroczyłaby 15V, co powodowałby niedopuszczalne iskrzenie i zmniejszenie trwałości silnika. W opracowanym silniku, który wdrożono do produkcji wielkoseryjnej [16], wartość siły elektromotorycznej rotacji w zezwojach komutujących ograniczono przez zastosowanie jarzma o zwiększonej reluktancji dla strumienia oddziaływania twornika, co w połączeniu z odpowiednim wysunięciem szczotek ze strefy neutralnej zapewniło bardzo dobrą komutację. W efekcie stopień iskrzenia wynosi 1 1,5. Wykonane badania trwałości zestyku szczotka komutator wykazały, że jest ona około dwukrotnie większa niż w analogicznych silnikach wzbudzanych elektromagnetycznie (silniki szeregowe). Zwiększenie reluktancji jarzma stojana zabezpieczyło również przed odmagnesowaniem magnesów przez prąd rozruchu. Z porównania wyników obliczeń z wynikami pomiarów wynika, że różnice wartości średnich i skutecznych mieszczą się w przedziale 2 4%, a różnice wartości chwilowych nie przekraczają 6%, co dla maszyn małej mocy należy uznać za dokładność wystarczającą do celów projektowych.

11 6. ANALIZA PRACY SILNIKÓW ZASILANYCH Z PRZEKSZTAŁTNIKÓW IMPULSOWYCH Schemat blokowy układu napędowego z silnikiem magnetoelektrycznym zasilanym z przekształtnika impulsowego przedstawiono na rys. 7. u 1 u c IGBT u t i t i 1 i d C Sieć zasilająca Prostownik + filtr Przekształtnik impulsowy Silnik magnetoelektryczny Rys. 7. Schemat blokowy układu Fig. 7. Block diagram of the system Napięcie kondensatora przez układ przekształtnika przekazywane jest na silnik. Przekształtnik cyklicznie załącza i wyłącza napięcie kondensatora na zaciski silnika z zadaną częstotliwością modulacji f M i współczynnikiem wypełnienia impulsów γ. Przez zmianę wartości współczynnika wypełnienia impulsów przekształtnika γ można regulować wartość średnią napięcia na zaciskach silnika. Do określenia parametrów elektromechanicznych silnika niezbędne jest wyznaczenie przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: sieć przekształtnik silnik. Przebiegi te mają charakter odkształcony. Model matematyczny układu: sieć przekształtnik impulsowy silnik magnetoelektryczny przedstawiono w pracach [5, 20, 24, 26]. Model matematyczny układu zawiera około 40 równań (równania napięciowe, prądowe, momentu, strat mocy, przyrostów temperatury oraz równanie ruchu). Procedura obliczeń jest następująca: wartość strumienia magnetycznego oraz jego zależność od prądu twornika i temperatury wyznaczono metodą polową, kątową zmienność momentu zaczepowego wyznaczono metodą polową, wyniki obliczeń polowych wartości strumienia wykorzystywane są do obliczeń wartości chwilowych siły elektromotorycznej oraz momentu elektromagnetycznego,

12 podstawowe straty mocy w żelazie oraz straty mechaniczne obliczane są metodą klasyczną, z wykorzystaniem nasyceń obliczonych polowo, w równaniu ruchu uwzględniony jest moment bezwładności silnika i maszyny roboczej. Uwzględniono charakterystykę określającą zależność rezystancji uzwojenia twornika od częstotliwości modulacji przekształtnika oraz charakterystykę określającą zależność dodatkowych strat mocy w żelazie spowodowanych pulsacją strumienia oddziaływania twornika. Program opracowano w środowisku Matlab Simulink. Jego działanie jest następujące: dla zadanej wartości momentu obciążenia realizowane są obliczenia przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: sieć przekształtnik impulsowy silnik. W procedurę obliczeń elektromagnetycznych włączone są uproszczone obliczenia cieplne. Stosowana jest metoda iteracyjna. Realizowanych jest tyle iteracji, aby różnica między temperaturą obliczoną w iteracji ostatniej i poprzedniej była mniejsza od przyjętej wartości. Program umożliwia również obliczenie przebiegów czasowych dla zadanych wartości temperatury magnesów i temperatury twornika. Dochodzenie do przebiegów czasowych w stanie ustalonym, dla zadanej wartości momentu obciążenia, odbywa się przez wykonanie obliczeń od chwili załączenia silnika. Charakterystyki ruchowe obliczane są w temperaturze wynikającej ze stanu nagrzania momentem znamionowym. Przykładowe przebiegi czasowe wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie przedstawiono na rysunkach Dotyczą one opracowanego w Instytucie silnika. i1,it [A]*10-1, u1,uc [V] u c u 1 i 1 i t t[s] Te,T,Tz [Nm]*5*10-3, it [A]*10-1, P [W] P i t 100 T z T T e Rys. 8. Przebiegi napięcia u 1 i prądu i 1 pobieranego z sieci, napięcia u c na kondensatorze oraz prądu i t silnika Fig. 8. Mains voltage u 1 and current i 1, capacitor voltage u c and armature current i t transients Rys. 9. Przebiegi momentu elektromagnetycznego T e, momentu mechanicznego T, momentu zaczepowego T z oraz mocy mechanicznej P silnika Fig. 9. Electromagnetic torque T e, mechanical torque T, cogging torque T z and mechanical power P transients

13 Te,T,Tz [Nm]*5*10-3, it [A]*10-1, P [W] i1,it [A]*2*10-1, uc [V], Te [Nm]*10-2, n [1/min.]*5*10-2 Rys. 10. Przebiegi momentu elektromagnetycznego T e, momentu mechanicznego T, momentu zaczepowego T z oraz mocy mechanicznej P silnika w stanie jałowym Fig. 10. Electromagnetic torque T e, mechanical torque T, cogging torque T z and mechanical power P transients. No-load state Rys. 11. Przebiegi prądu i 1 pobieranego z sieci, prądu twornika i t, napięcia u c na kondensatorze, momentu elektromagnetycznego T e oraz prędkości obrotowej n podczas rozruchu silnika Fig. 11. Mains current i 1, armature current i t, capacitor voltage u c, electromagnetic torque T e and speed n transients during starting of the motor Z wykonanej analizy i badań wynikają wnioski: przebieg czasowy prądu i 1 pobieranego z sieci jest silnie odkształcony od sinusoidy. Nie jest to prąd ciągły (rys. 8). Czas przepływu prądu pobieranego z sieci w każdym półokresie zależy od pojemności kondensatora, prędkości i momentu obciążenia silnika. Zwiększanie pojemności kondensatora skraca czas przepływu prądu sieciowego i 1 i zwiększa odkształcenie przebiegu napięcia u 1 na wejściu układu. Jest to zjawisko niekorzystne, korzystnym zjawiskiem związanym ze zwiększeniem pojemności C jest zmniejszenie tętnienia napięcia na kondensatorze czyli zmniejszenie w przebiegu prądu silnika pulsacji o częstotliwości 100Hz. Powoduje to zbliżenie wartości skutecznej prądu do wartości średniej i zmniejsza straty mocy w uzwojeniu oraz przyrost temperatury. Wzrost pojemności powoduje zwiększenie sprawności silnika o kilka % i zwiększenie sztywności charakterystyk mechanicznych, w stanie jałowym prąd twornika ma charakter nieciągły. Skutkiem tego chwilowa wartość momentu mechanicznego na wale w pewnych przedziałach czasu przyjmuje wartości ujemne. Są one wynikiem momentu tarcia, momentu zaczepowego oraz strat w żelazie wirnika (rys. 10), przebieg czasowy momentu elektromagnetycznego silnika jest w przybliżeniu proporcjonalny do przebiegu czasowego prądu twornika. Występują w nim pulsacje o częstotliwości modulacji przekształtnika oraz pulsacje spowodowane tętnieniem napięcia na kondensatorze (rys. 8).

14 Pulsacje momentu elektromagnetycznego silnika są przyczyną istnienia momentu dynamicznego. Pomimo relatywnie dużych pulsacji momentu dynamicznego dochodzących do 80% momentu znamionowego pulsacje prędkości obrotowej nie przekraczają 0,07%. Przyczyną małych pulsacji prędkości obrotowej jest fakt, że elektromechaniczna stała czasowa jest kilkanaście razy większa od stałej elektromagnetycznej, ze wzrostem częstotliwości modulacji przekształtnika zmniejszają się pulsacje prądu twornika. Wartość skuteczna prądu zbliża się do wartości średniej, co powoduje zmniejszenie strat mocy. Ze wzrostem częstotliwości zmniejszeniu ulegają również dodatkowe straty mocy w żelazie spowodowane pulsacją strumienia oddziaływania twornika. Na skutek zjawiska naskórkowości ze wzrostem częstotliwości zwiększeniu ulega rezystancja uzwojenia twornika. Sumarycznie wzrost częstotliwości modulacji powoduje zmniejszenie strat mocy i wzrost sprawności silnika o kilka %. W szerokim zakresie wyniki analizy oraz badań eksperymentalnych zamieszczono w pracach [5, 20, 24, 26]. 7. ANALIZA PRACY ROZRUSZNIKÓW SAMOCHODOWYCH WZBUDZANYCH MAGNESAMI TRWAŁYMI W ostatnich latach coraz szerzej stosowane są rozruszniki samochodowe wzbudzane magnesami trwałymi, szczególnie w samochodach z silnikami o pojemności powyżej 1500cm 3. Rozruszniki samochodowe są specyficznymi maszynami elektrycznymi. Pracują w szerokim zakresie temperatury otoczenia (od -40 do 150 o C). Czas rozruchu silnika spalinowego, czyli czas pracy rozrusznika w zależności od temperatury otoczenia, wynosi od około jednej sekundy do kilkudziesięciu sekund. Prądy robocze kształtują się na poziomie setek amperów przy napięciu na silniku rzędu kilku woltów. W stanie zwarcia wartość prądu przekracza 1000A. Moment obciążenia rozrusznika generowany przez silnik spalinowy zmienia się w szerokim zakresie. Przyczyną są zmiany momentu tarcia w silniku spalinowym zależne od temperatury i prędkości obrotowej oraz zmiany momentu sprężania zależne od kąta obrotu wału korbowego. W celu analizy zjawisk elektromagnetycznych i elektromechanicznych oraz wyznaczenia przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie: akumulator rozrusznik silnik spalinowy w różnych warunkach pracy opracowano model matematyczny układu oraz algorytm i program obliczeń w środowisku Matlab-Simulink. Umożliwiają one obliczanie przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych układu w dynamicznych i ustalonych sta-

15 nach pracy oraz obliczanie charakterystyk elektromechanicznych rozrusznika. Model matematyczny uwzględnia zmienność momentu bezwładności układu korbowego oraz zmienność momentu obciążenia rozrusznika wynikającą ze zmienności momentu tarcia oraz momentu sprężania silnika spalinowego. Zastosowano hybrydową metodę obliczeń. Wyniki obliczeń polowych obwodu magnetycznego w postaci charakterystyk określających wartość strumienia magnetycznego jako funkcji prądu z uwzględnieniem temperatury wykorzystano jako parametry równań opisujących pracę układu. Model matematyczny i algorytm przedstawiono w pracy [23]. Przekrój obwodu magnetycznego opracowanego rozrusznika przedstawiono na rysunku 12. W celu uniknięcia zjawiska odmagnesowania magnesów przez prądy rozruchowe zaszła konieczność zastosowania trzech par biegunów. Rozrusznik jest wzbudzany magnesami ferrytowymi. Rys. 12. Przekrój poprzeczny rozrusznika; rozpływ strumienia magnetycznego w stanie zwarcia Fig. 12. Cross section of the starter and magnetic flux distribution during short-circuit Przykładowe wyniki obliczeń przedstawiono na rysunkach 13 i 14.

16 a) b) nr u u n r Mr Mr i i t [s] Rys. 13. Przebiegi wielkości elektrycznych i mechanicznych podczas rozruchu silnika spalinowego z zapłonem iskrowym: a) Q=60Ah, ϑ 0 =20 o C; b) Q=60Ah, ϑ 0 =-40 o C; i prąd twornika rozrusznika [A], u napięcie na rozruszniku [V]*10-2, n r prędkość obrotowa rozrusznika [obr/min.], M r moment mechaniczny rozrusznika [Nm]*2*10-2 Fig. 13. Transients of electrical and mechanical quantities during startup of spark-ignition combustion engine: a) Q=60Ah, ϑ 0 =20 o C; b) Q=60Ah, ϑ 0 =-40 o C; i starter s armature current [A], u starter s voltage [V]*10-2, n r starter s rotational speed [rpm], M r starter s mechanical torque [Nm]*2*10-2 a) b) t [s] nr Pr nr Pr u u ηr ηr I [A] Rys. 14. Charakterystyki elektromechaniczne rozrusznika zasilanego z akumulatora o pojemności Q=60Ah w temp.: a) ϑ 0 =(-40) o C, b) ϑ 0 =20 C; V=2000cm 3 ; P r moc rozrusznika [W], n r prędkość obrotowa rozrusznika [obr/min.], u napięcie na silniku rozrusznika [V]*10-2, η r sprawność całkowita rozrusznika [-]*10-3 Fig. 14. Electromechanical characteristics of starter supplied from battery with capacity Q=60Ah at temp.: a) ϑ 0 =(-40) o C, b) ϑ 0 =20 C; V=2000cm 3 ; P r starter s power [W], n r starter s rotational speed [rpm], u starter s motor voltage [V]*10-2, η r total efficiency of the starter [-]*10-3 I [A]

17 W szerokim zakresie analizę wpływu temperatury, pojemności skokowej silnika spalinowego i pojemności akumulatora na zjawiska elektromechaniczne w układzie zamieszczono w pracy [23]. Rozruch silnika spalinowego jest złożonym procesem elektromechanicznym. W trakcie jego trwania zmianie ulegają wartości wielkości magnetycznych, elektrycznych i mechanicznych w rozruszniku oraz wielkości mechanicznych silnika spalinowego. Włączenie do algorytmu zależności określających zmiany momentu oporowego silnika spalinowego, zależne od temperatury, kąta obrotu wału korbowego i prędkości obrotowej umożliwiło uwzględnienie ich wpływu na przebiegi czasowe rozrusznika. Z wykonanej analizy obliczeniowej wynika, że przy wyznaczaniu przebiegów i parametrów elektromechanicznych szczególnie istotne jest uwzględnienie wpływu temperatury, gdyż ma ona wpływ na: strumień magnetyczny w silniku, rezystancję i napięcie baterii zasilającej, prąd zwarcia i moment zwarcia rozrusznika, moc maksymalną rozrusznika, moment tarcia silnika spalinowego, czas rozruchu, prędkość ustaloną wału korbowego. Z wykonanej analizy wynikają następujące wnioski szczegółowe: zmiana wartości strumienia magnetycznego w analizowanym silniku z magnesami ferrytowymi spowodowana zmianą temperatury otoczenia od (-40) o C do 120 o C wynosi 28%, zmiany wartości strumienia magnetycznego spowodowane zmianami prądu twornika dochodzą do 25%, główny udział w całkowitym momencie obciążenia rozrusznika ma moment tarcia silnika spalinowego, którego wartość w temperaturach ujemnych dochodzi do 86%, pulsacje momentu sprężania wynoszą od 10% do 100% jego wartości średniej, zmiana pojemności akumulatora z 45Ah na 80Ah powoduje wzrost mocy rozrusznika o ok. 40% i zwiększenie momentu rozruchowego o ok. 30%, zmiana temperatury otoczenia z 20 o C do (-40) o C powoduje zmniejszenie mocy maksymalnej o 44% oraz zmniejszenie momentu rozruchowego o 36%. Opracowany model matematyczny, algorytm i program obliczeń umożliwiają wyznaczenie przebiegów czasowych wielkości elektrycznych i mechanicznych w układzie akumulator rozrusznik silnik spalinowy w dynamicznych i stacjonarnych stanach pracy oraz wyznaczenie charakterystyk elektromechanicznych rozruszników.

18 8. DWU I TRÓJWYMIAROWA POLOWO-OBWODOWA ANALIZA KOMUTATOROWYCH SILNIKÓW MAGNETOELEKTRYCZNYCH Realizowane w ostatnich kilku latach prace koncentrują się na: polowo-obwodowej analizie skuteczności metod ograniczania pulsacji momentu elektromagnetycznego [6, 21, 22, 25], analizie porównawczej wyników uzyskiwanych metodą 2D i 3D [25], polowo-obwodowej analizie zjawisk elektromagnetycznych w stanach ustalonych i dynamicznych [6, 7, 21], badaniach eksperymentalnych w stanach ustalonych i dynamicznych [5, 6]. W celu uwzględnienia metodą 2D wpływu skosu żłobków wirnika, z uwzględnieniem ruchu, opracowano model warstwowy maszyny [5, 21, 22]. Przeprowadzono obszerną analizę skuteczności ograniczania momentu zaczepowego i pulsacji momentu elektromagnetycznego przez odpowiednie niesymetryczne rozmieszczenie magnesów na obwodzie stojana [22]. Opracowano sposób uwzględniania w metodzie 2D przyrostu strumienia użytecznego spowodowanego wydłużeniem magnesów względem długości pakietu wirnika [5, 6, 25]. Aktualnie realizowane są prace dotyczące analizy wpływu zjawisk związanych z komutacją (analiza wpływu: kąta wysunięcia szczotek, rodzaju komutacji, prądu obciążenia, zezwojów komutujących) oraz analizy wpływu struktury obwodu magnetycznego i rodzaju magnesu na przebiegi czasowe wielkości elektrycznych i mechanicznych oraz na rozkład pola w maszynie. W ustalonym stanie pracy (U=const, T=const) przebiegi czasowe strumienia magnetycznego, siły elektromotorycznej, prądu twornika i momentu elektromagnetycznego mają charakter pulsujący (rys. 15). Przyczyną pulsacji SEM jest proces przełączania zezwojów wirującego uzwojenia względem szczotek oraz pulsacje strumienia magnetycznego. Pulsacje strumienia magnetycznego są spowodowane pulsacjami reluktancji obwodu magnetycznego oraz pulsacją prądu. Pulsacje prądu (przy U=const, T=const) są wymuszane przez pulsacje siły elektromotorycznej. Ze zmianą obciążenia zmieniają się skutki oddziaływania twornika. Przenosi się to na wartości średnie przebiegów i ich pulsacje. Wpływ stanu obciążenia na zjawiska elektromagnetyczne w silniku zależy również od rodzaju uzwojenia (uzwojenie cięciwowe lub średnicowe), od kąta wysunięcia szczotek oraz od rodzaju komutacji. Na rysunku 15 zamieszczono obliczone przebiegi czasowe w silniku prądu stałego w stanie ustalonym (U=const, T=const) przy zasilaniu napięciem stałym, a na rysunku 16 rozkład modułu indukcji magnetycznej w szczelinie silnika obliczony za pomocą metody 3D.

19 1,10 1,00 0,0012 It [A]*10 2, T [Nm], n [obr/min.]*10 4 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 φ n T i t e 0,0010 0,0008 0,0006 0,0004 0,0002 φ [Wb], E [V]*10 4 0,10 0,00 0,0000 0,055 0,057 0,059 0,061 0,063 0,065 0,067 0,069 0,071 0,073 0,075 t [s] Rys. 15. Przebiegi czasowe prądu, momentu, prędkości obrotowej, strumienia i siły elektromotorycznej w silniku w stanie ustalonym Fig. 15. Transients of current, torque, rotational speed, flux and electromotive force in stationary operation state Rys. 16. Rozkład modułu indukcji magnetycznej w szczelinie silnika Fig. 16. The distribution of the magnetic flux density magnitude in the motor s air gap

20 9. PODSUMOWANIE W trakcie realizacji prac dotyczących komutatorowych silników magnetoelektrycznych opracowano: rozprawę habilitacyjną [1], 5 rozpraw doktorskich [2, 3, 4, 5, 6], około 150 publikacji, 6 patentów [27, 28, 29, 30, 31, 32]. Zrealizowano projekty badawcze: 1. Badanie wpływu oddziaływania twornika i struktury obwodu magnetycznego na rozkład pola w szczelinie i dopuszczalną przeciążalność prądową maszyn prądu stałego wzbudzanych magnesami trwałymi. Projekt zrealizowany w ramach Centralnego Programu Badań Podstawowych 05.5A w latach Koordynator Programu: Zakład Badań Podstawowych Elektrotechniki Ministerstwa Przemysłu i PAN. 2. Metoda obliczania komutatorowych maszyn prądu stałego o magnesach trwałych i wirnikach cylindrycznych. Projekt zrealizowany w ramach Centralnego Programu Badań Rozwojowych 5.7. w latach Koordynator Programu: Zakład Badań Podstawowych Elektrotechniki Ministerstwa Przemysłu i PAN. 3. Komputerowo wspomagane projektowanie komutatorowych maszyn prądu stałego. Grant KBN nr realizowany w latach Opracowanie i uruchomienie produkcji zespołów napędowych z silnikami o magnesach trwałych do sprzętu powszechnego użytku. Projekt celowy KBN nr 326/C-S realizowany wspólnie z przedsiębiorstwem Aparatury Spawalniczej "ASPA" w latach Opracowanie i badanie zespołów napędowych do pralek automatycznych z silnikami o magnesach twardych. Projekt celowy KBN nr 8T10A00295C/2596, realizowany wspólnie z przedsiębiorstwem Aparatury Spawalniczej "ASPA" w latach Fractional horsepower permanent magnet commutator machines. Projekt badawczy realizowany na zlecenie Centre of Competence Electrical Drives, Department of Bosch Company w Gerlingen-Schillerhöhe ( ). Opracowano i wdrożono: nowe algorytmy i programy obliczeniowe, nowe rozwiązania konstrukcyjne silników [28, 29, 30, 31, 33, 34, 35, 36, 37, 38, 39], urządzenie do badania pola magnetycznego [8, 27],

21 magneśnicę do impulsowego magnesowania magnesów w silnikach i w prądnicach tachometrycznych, urządzenie do sprawdzania stanu namagnesowania magnesów, stanowisko pomiarowe do badania silników w stanach ustalonych i dynamicznych [6, 7, 20]. Głównymi partnerami z przemysłu były: Zakłady Elektrotechniki Motoryzacyjnej w Dusznikach Zdroju, Fabryka Maszyn Elektrycznych Małej Mocy Silma w Zagórzu, BOBRME Komel w Katowicach, Zelmer w Rzeszowie, ASPA we Wrocławiu, Zakłady Elektrotechniki Motoryzacyjnej w Świdnicy. Realizowano współpracę z Politechniką w Sofii, z Politechniką w Kijowie oraz z Moskiewskim Instytutem Energetycznym. Współpracowano z ośrodkami krajowymi: Politechniką Opolską, Politechniką Poznańską, Politechniką Śląską, Politechniką Warszawską oraz z Instytutem Elektrotechniki w Warszawie. LITERATURA Rozprawy habilitacyjne: [1] Ignacy Dudzikowski: Silniki komutatorowe o magnesach trwałych. Prace Naukowe Instytutu Układów Elektromaszynowych Politechniki Wrocławskiej, Seria: Monografie nr 10, Wrocław Rozprawy doktorskie: [2] Ignacy Dudzikowski: Dwubiegowe silniki prądu stałego z magnesami trwałymi. Instytut Instytut Układów Elektromaszynowych, PWr. 1975, promotor doc. Władysław Karwacki. [3] Jan Szajdak: Analiza celowości stosowania silników komutatorowych mocy ułamkowej z wirnikiem bezżłobkowym. Instytut Układów Elektromaszynowych PWr Promotor: Prof. Andrzej Kordecki. [4] Waldemar Stachowiak: Analiza wpływu rodzaju magnesu na dopuszczalną przeciążalność prądową i parametry maszyn prądu stałego. Instytut Układów Elektromaszynowych PWr Promotor: doc. Konrad Schoepp. [5] Roman Kramarski: Analiza pracy komutatorowego silnika magnetoelektrycznego zasilanego z przekształtnika impulsowego. Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych PWr Promotor: prof. PWr. dr hab. Ignacy Dudzikowski; [6] Stanisław Janiszewski: Polowo - obwodowa analiza komutatorowych silników magnetoelektrycznych. Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych PWr Promotor: prof. PWr. dr hab. Ignacy Dudzikowski. [7] Dariusz Gierak: Analiza ustalonych i dynamicznych stanów pracy silników komutatorowych o magnesach trwałych. Promotor: prof. PWr. dr hab. Ignacy Dudzikowski. Praca w trakcie realizacji.

22 Publikacje: [8] Blok Henryk, Dudzikowski Ignacy, Schoepp Konrad: Nowa metoda i urządzenie do badań pola magnetycznego w mikromaszynach elektrycznych. Przegląd Elektrotechniczny 1980, R. 56, nr 7, s [9] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar: Analysis of armature reaction in d.c. machines excited by permanent magnets. W: International Conference on Electrical machines. Proceedings. Lausanne, September P. 2. s [10] Dudzikowski Ignacy: The determination of the over- current factor of d. c. motors excited by permanent magnets. W: International Conference on Electrical Machines. ICEM'86. TU München, September Proceedings. P. 3. s [11] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar: The analysis of the influence of magnetic circuit structure on the parameters of d. c. machines excited by ferrite magnets. Third International Conference on Electrical Machines and Drives. IEE. /London/ November, London: IEE 1987 s [12] Dudzikowski Ignacy: Metoda obliczania obwodów magnetycznych maszyn prądu stałego wzbudzanych magnesami dwukomponentowymi. Rozpr. Elektrot t.34 z.1 s Wydawnictwo PAN. [13] Dudzikowski Ignacy: Badania zjawiska odmagnesowania magnesów w silnikach komutatorowych. Arch. Elektrot. 1991, t. 40, z. 1, s Wydawnictwo PAN. [14] Dudzikowski Ignacy: Method of calculating magnetic circuit of DC machines excited by permanent magnets. W: International Conference on Electrical Machines. ICEM '94. Paris, France, 5-8 September Vol. 2. Paris: s [15] Dudzikowski Ignacy, Kramarski Roman: Permanent-magnet commutator motor supplied by controlled rectifier. W: International Conference on Electrical Drives and Power Electronics. EDPE '96, The High Tatras, Slovakia, October 1-3, Vol. 2. Kosice: EDPE '96, s [16] Dudzikowski Ignacy, Rozmarynowski Zygmunt: Komutatorowe silniki magnetoelektryczne do sprzętu powszechnego użytku. Wiad. Elektrotech. 1998r. 66, nr 6, s [17] Dudzikowski Ignacy: Method of determining demagnetization resistance of commutator permanent-magnet machines. Arch. Electr. Eng., 1999, vol. 48, nr 3, s , Wydawnictwo PAN. [18] Dudzikowski Ignacy: Optimization of permanent-magnet commutator motors. W: Proceedings of the Third Chinese International Conference on Electrical Machines. CICEM '99. Xi'an, China, August 29-31, Beijing: International Academic Publ., 1999, s [19] Dudzikowski Ignacy, Kubzdela Stefan: Method of including thermal effect in permanent-magnet commutator machine analysis. W: Fourth International Conference on Unconventional Electromechanical and Electrical Systems. 4th UEES '99, St. Petersburg, Russia, June 1999, Vol. 3 of 3. Szczecin: Wydaw. PSzczec. 1999, s [20] Dudzikowski Ignacy, Kramarski Roman, Pawlaczyk Leszek: Permanent-magnet motor supplied by pulse converter. W: Electromagnetic Phenomena in Nonlinear Circuits. XVI Symposium. Proceedings EPNC Kraków, September 18-20, 2000, s [21] Dudzikowski Ignacy, Janiszewski Stanisław, Gierak Dariusz: Polowo-obwodowa analiza momentu elektromagnetycznego w komutatorowym silniku magnetoelektrycznym. Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej, nr 54, Studia i Materiały nr 23, Wrocław 2003, s

23 [22] Dudzikowski Ignacy, Gierak Dariusz: Analiz pul'sacii elektromagnitnogo momenta v maśine postojannogo toka vozbuzdaemoj postojannymi magnitami, Tech. Elektrodin. 2004, c. 5, s [23] Dudzikowski Ignacy, Salamon Jacek, Gierak Dariusz: Dynamic and stationary operating states of motor-car starters excited by permanent magnets. Sixth International Conference on Unconventional Electromechanical and Electrical Systems. 6th UEES' 04. Alushta, Ukraine, September 2004, Vol. 1 of 3, s [24] Dudzikowski Ignacy, Pawlaczyk Leszek, Kramarski Roman: Model matematyczny silnika magnetoelektrycznego zasilanego z przekształtnika impulsowego. Problemy eksploatacji maszyn i napędów elektrycznych. PEMINE. Ustroń, [28-30 maja] Katowice: BOBRME Komel, 2003, s [25] Dudzikowski Ignacy, Janiszewski Stanisław: Analiza porównawcza obliczeń pola magnetycznego w silniku prądu stałego z magnesami trwałymi metodą dwuwymiarową i trójwymiarową. Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej nr 54, Studia i Materiały nr 23, Wrocław 2003, s [26] Dudzikowski Ignacy, Gierak Dariusz, Cebulak Andrzej: Wyznaczanie przebiegów czasowych i charakterystyk elektromechanicznych silników o magnesach trwałych zasilanych z przekształtników impulsowych, Przegląd Elektrotechniczny, Nr , s Patenty: [27] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Schoepp Konrad: Urządzenie do badania pola magnetycznego mikromaszyn elektrycznych. Patent Polska nr 75721, [28] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Schoepp Konrad: Dwubiegowy komutatorowy silnik elektryczny. Patent nr 81400, [29] Dudzikowski Ignacy, Schoepp Konrad, Stachowiak Waldemar: Maszyna elektryczna prądu stałego. Patent nr , [30] Bujakiewicz Marceli, Dudzikowski Ignacy, Grzybowski Stanisław, Pietrus Alojzy, Rozmarynowski Zygmunt: Komutatorowa maszyna elektryczna. Patent. nr , [31] Bujakiewicz Marceli, Dudzikowski Ignacy, Grzybowski Stanisław, Pietrus Alojzy, Rozmarynowski Zygmunt: Sposób wytwarzania stojana maszyny elektrycznej. Patent. Nr , [32] Duda Zbigniew, Bujakiewicz Marceli, Grzybowski Stanisław, Dudzikowski Ignacy, Pawlaczyk Leszek, Pietrus Alojzy: Układ napędowy, zwłaszcza do urządzenia pralniczego. Patent. nr , Prace niepublikowane: [33] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Kostowski Andrzej, Schoepp Konrad: Opracowanie serii silników o mocach 5, 8, 12.5, 20, 32, 50 W na napięcie 12 V oraz prędkość obrotową 3500 obr/min wzbudzanych magnesami trwałymi. Raport I-29/70/S/007. [34] Dudzikowski Ignacy, Karwacki Władysław, Kłosiński Jerzy: Analiza możliwości i celowości opracowania odmiany maszyn elektrycznych serii Pc z magnesami trwałymi w zakresie wielkości mechanicznej 160. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1977, nr 162. [35] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar, Szajdak Jan, Polak Bogdan, Boćko Tadeusz: Opracowanie i wykonanie modeli funkcjonalnych silnika do odkurzacza samochodowego 12 V. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1980, Ser. SPR nr 49. [36] Szajdak Jan, Dudzikowski Ignacy, Suszko Adam: Analiza techniczno-ekonomiczna wprowadzenia silników z magnesami trwałymi do elektronarzędzi. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1980, Ser. SPR nr 71.

24 [37] Dudzikowski Ignacy, Stachowiak Waldemar: Konstrukcja obwodu elektromagnetycznego rozrusznika RM80 0,8 kw z magnesami trwałymi. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWr, 1988, Ser. SPR nr 7. [38] Dudzikowski Ignacy, Grzybowski Stanisław, Jeżewicz Janusz, Nowak Józef: Opracowanie urządzenia do sprawdzania stanu namagnesowania magnesów w silnikach magnetoelektrycznych. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWroc., 1993, Ser. SPR nr 11. [39] Dudzikowski Ignacy, Fita Stanisław, Suseł Mieczysław: Dokumentacja konstrukcyjna modelu silnika o magnesach trwałych przeznaczonego do rozrusznika o mocy 1,8 kw z przekładnią planetarną. Raporty Inst. Ukł. Elektromasz. PWroc., 1994, Ser. SPR nr 3. W różnych okresach czasu i w różnym zakresie w realizacji prac uczestniczyły osoby: H. Blok, K. Bidziński, M. Bujakiewicz, A. Cebulak, J. Ciekot, M. Ciurys, Z. Duda, D. Gierak, Cz. Górecki, S. Grzybowski, B. Herman, S. Janiszewski, K. Jaszczak, J. Jeżewicz, A. Kałka, W. Karwacki, J. Kłosiński, O. Kasaty, A. Kostowski, A. Kordecki, R. Kramarski, S. Kubzdela, J. Leszczyński, H. Lipnicki, G. Marcinowska, J. Nowak, J. Oleksiński, M. Orzełek, J. Oziom, L. Pawlaczyk, W. Piliński, Z. Przybyłowicz, Z. Rozmarynowski, J. Salamon, K. Schoepp, P. Sikorski, W. Stachowiak, H. Stelmaszek, M. Suseł, A. Szczepaniak, J. Szajdak, B. Ślusarek. PERMANENT MAGNET D.C. MOTORS The results of investigation works realized in Institute of Electrical Machines, Drives and Measurements on permanent magnet commutator machines were presented. Analysis of: magnetic circuits structures, demagnetization resistance, optimization, supply from controllable rectifiers and pulse converters, car starters was shown. Transient analysis of electromagnetic phenomena was presented. The results of works for industry were discussed as well.