PARAMETRY ROZRUCHOWE SILNIKA ASYNCHRONICZNEGO Z KOMPOZYTOWYMI WIRNIKAMI INFILTROWANYMI

Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Nr 56 Politechniki Wrocławskiej Nr 56 Studia i Materiały Nr 24 2004 Ludwik ANTAL *, Tomasz JANTA * Silnik indukcyjny, kompozyty proszkowe, kompozyty magnetyczno przewodzące, spieki, dielektromagnetyki PARAMETRY ROZRUCHOWE SILNIKA ASYNCHRONICZNEGO Z KOMPOZYTOWYMI WIRNIKAMI INFILTROWANYMI Omówiono własności rozruchowe silników asynchronicznych z wirnikami kompozytowymi wykonanymi z dielektromagnetyków magnetyczno-przewodzących. Zmierzono wybrane właściwości próbek spiekanych i dielektromagnetyków oraz wykonano wirniki silnika indukcyjnego z zewnętrzną warstwą magnetyczno-przewodzącą. Wykonane modele silników poddano badaniom wyznaczając między innymi statyczne charakterystyki rozruchu i obciążenia. Zbudowano również polowoobwodowe modele tych maszyn do obliczeń numerycznych. Modele użyto do obliczeń statycznych oraz dynamicznych charakterystyk momentu, prędkości i prądu stojana. Porównano wyniki badań i obliczeń analizując przydatność modeli obliczeniowych do opisu pracy silnika z wirnikiem kompozytowym i do projektowania wymaganych właściwości materiałów kompozytowych przeznaczonych na wirniki silników asynchronicznych. Porównano także własności rozruchowe silnika klatkowego i silników z wirnikiem kompozytowym. 1. WSTĘP Zainteresowanie zastosowaniem magnetycznie miękkich kompozytów proszkowych, zarówno dielektromagnetyków jak i spieków, na magnetowody różnego rodzaju urządzeń elektrycznych, a w tym i na magnetowody silników elektrycznych ciągle jest duże [6, 7, 10]. W prezentowanych rozwiązaniach są stosowane z reguły dielektromagnetyki (kompozyty proszkowe sklejane dielektrykiem) posiadające wprawdzie gorsze, w porównaniu do spieków, takie właściwości jak indukcja nasycenia czy przenikalność magnetyczna, lecz, ze względu na elektryczne izolowanie cząstek żelaza, niższe stratności, w szczególności z prądów wirowych. Zaletą ich jest również i to, że technologia dielek- * Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, ul. Smoluchowskiego 19, 50-372 Wrocław, ludwik.antal@pwr.wroc.pl, tomasz.janta@pwr.wroc.pl

tromagnetyków jest, w porównaniu do spieków, prostsza, ponieważ nie wymaga stosowania obróbki w wysokich temperaturach (rzędu 1150ºC). Zastosowanie spieków jest jednak również uzasadnione, zwłaszcza do wykonania magnetowodów wolno przemagnesowywanych. Jedną z istotnych zalet magnetycznie miękkich kompozytów proszkowych jest możliwość wykonania magnetowodów o kształtach bardzo trudnych lub wręcz niemożliwych do wykonania z blach elektrotechnicznych. Zastosowanie kompozytów proszkowych może być podyktowane również względami ekonomicznymi lub ekologicznymi. Tak więc badania podejmowane w tym zakresie [10, 11] mają swoje uzasadnienie. Magnetowody wykonane z kompozytów proszkowych, w zależności od technologii, można podzielić na magnetowody jedno oraz wieloskładnikowe. Prezentowane w literaturze prace innych autorów dotyczące zastosowania kompozytów proszkowych na magnetowody dotyczą elementów jednoskładnikowych. Praca dotyczy zastosowania do budowy wirnika silnika asynchronicznego kompozytów proszkowych magnetyczno-przewodzących, a więc elementów wieloskładnikowych wykonanych na bazie proszków żelaza, miedzi oraz cyny. Wykonano z nich spieki oraz dielektromagnetyki przy użyciu opisanych wcześniej teoretycznie technologii [8, 11]. Przeprowadzono pomiary wybranych właściwości próbek kompozytów oraz wykonano magnetowody wirnika silnika indukcyjnego z zewnętrzną warstwą magnetycznoprzewodzącą. Zastąpiono blachowany magnetowód wirnika klatkowego wirnikiem kompozytowym bez zmiany jego kształtu i wymiarów. Wykonane modele silników poddano badaniom wyznaczając między innymi statyczne charakterystyki rozruchu i obciążenia. Zbudowano również obwodowo-polowe modele tych maszyn do obliczeń numerycznych. Modele te użyto do obliczeń statycznych (s = 1 i s = 66) oraz dynamicznych (rozruch maszyny nieobciążonej) momentu i prądu stojana. Porównano wyniki badań i obliczeń badając przydatność modeli obliczeniowych do projektowania właściwości materiałów dielektromagnetycznych przeznaczonych na wirniki silników asynchronicznych. 2. TECHNOLOGIA I WŁAŚCIWOŚCI DIELEKTROMAGNETYKÓW Istotą kompozytów magnetyczno-przewodzących różnych typów jest dążenie do jednoczesnego spełnienia, przez magnetowody z nich wykonane, funkcji magnetycznej magnetowodu blachowanego oraz funkcji elektrycznej uzwojenia (klatki aluminiowej). Kompozyty magnetyczno-przewodzące mogą być wykonane jako infiltrowane wewnętrznie lub zewnętrznie [8, 9, 10], kiedy to w procesie technologicznym infiltrat przechodzi w fazę ciekłą, lub jako mieszanki proszków magnetycznych i przewodzących [12], w których materiał przewodzący pozostaje w czasie całego procesu technologicznego w fazie stałej.

Zastosowana technologia polega na wykonaniu magnetowodu wirnika w jednym procesie prasowania przy czym w przypadku infiltracji zewnętrznej (spieki) fazę przewodzącą (miedzianą) wprowadza się w procesie spiekania, natomiast w dielektromagnetykach proszek przewodzący jest wprowadzany na etapie wykonywania mieszanki (proszek żelaza, proszek przewodzący i dodatki wynikające z procesu technologicznego: dielektryk, środki poślizgowe itp.). W procesie utwardzania w temperaturze 180 C dielektromagnetyków, przewodzący proszek miedzi nie przechodzi w fazę ciekłą, co utrudnia wytworzenie ciągłego szkieletu przewodzącego. Szkielet taki powinien powstać po zastosowaniu dodatkowo proszku cyny (infiltracja wewnętrzna), który topiąc się zwiększa przewodność szkieletu przewodzącego. Stosowana technologia jest prosta i pozwala na wykonywanie kompozytów magnetyczno-przewodzących o praktycznie dowolnym udziale składników i użycie podstawowego proszku przewodzącego o dowolnie wysokiej temperaturze topnienia. W technologii dielektromagnetyków nie występują ograniczenia występujące w procesie wytwarzania magnetowodów infiltrowanych zewnętrznie jak np. konieczność wytworzenia porowatego szkieletu magnetycznie miękkiego o dostatecznej wytrzymałości mechanicznej, co może istotnie ograniczyć ilość wprowadzanego infiltratu [8]. Rys. 1 Widok komputerowego systemu pomiarowego właściwości magnetycznych Fig. 1 Computer system for magnetic properties measurements (view) Pomiary właściwości dielektromagnetyków magnetyczno-przewodzących Fe-Cu (rys. 1) przeprowadzono na standartowych próbkach pierścieniowych do badań magnetycznych o wymiarach φ50xφ60x5 mm. Do wykonania mieszanki wykorzystano

proszek żelaza o wielkości cząstek powyżej 75 µm oraz proszek miedzi o wielkości cząstek poniżej 71 µm. Tabela 1 Rezystywność dielektromagnetyków Table 1. Resistivity of dielectromagnetics Materiał Rezystywność [µω m] Spiek Fe 0,114 Spiek infiltrowany (Fe+35%Cu) 8 Dielektromagnetyk Fe 5,5 Dielektromagnetyk infiltrowany (Fe+60%CuSn) 0,2 2,0 1,8 1,6 1 B [T] 1,4 1,2 1,0 2 4 0,8 0,6 3 0,4 0,2 5 0 2 4 6 H [ka/m] 8 Rys. 2. Dynamiczne charakterystyki magnesowania B=f(H) dla: 1 - blachy elektrotechnicznej; 2 - spieku Fe; 3 - spieku infiltrowanego Fe + 35%Cu; 4 - dielektromagnetyku Fe; 5 - dielektromagnetyku infiltrowanego Fe+30%Cu+30%Sn Fig. 2. Dynamic magnetization curves B=f(H) for: 1 electrical sheet; 2 sinter Fe; 3 infiltrated sinter Fe+35%Cu; 4 - dielectromagnetic Fe; 5 infiltrated dielectromagnetic Fe+30%Cu+30%Sn Proszek żelaza, w celu równomiernego rozłożenia warstwy dielektryku na cząsteczkach żelaza, mieszano z żywicą epoksydową (w ilości 0.1% wagowo) na mokro w mieszalniku typu T przez 1 godz., co zapewniało odparowanie rozpuszczalnika. Do tak przygotowanej mieszanki dodawano proszek miedzi i mieszano przez 5 minut.

Krótki czas mieszania z miedzią, określony w dodatkowych badaniach, miał ograniczyć pokrycie cząstek miedzi dielektrykiem zapewniając jednocześnie możliwie równomierne rozłożenie miedzi w objętości mieszanki. Tak przygotowaną mieszankę prasowano pod ciśnieniem 800 MPa. Otrzymane wypraski utwardzano w temperaturze 180 o C przez 1 godzinę. Zbadano właściwości dielektromagnetyków niedomieszkowanych (0%Cu) oraz domieszkowanych miedzią (wagowo 20%Cu, 40%Cu, 60%Cu). Wykonano, między innymi, pomiary gęstości, rezystywności oraz, za pomocą komputerowego systemu pomiarowego, pomiary właściwości magnetycznych łącznie z rozdziałem strat. Stosowany system pomiarowy pozwala na pomiar właściwości magnetycznych z błędem nieprzekraczającym 1%. W tabeli 1 przedstawiono rezystywności kompozytów użytych do budowy wirników. Na rysunku 2 przedstawiono krzywe magnesowania dynamicznego a na rysunku 3 przebiegi względnej przenikalności magnetycznej w funkcji natężenia pola magnetycznego w próbkach pierścieniowych. 1800 1500 1 1200 m 900 600 2 300 0 4 3 0 2 4 6 H [ka/m] 5 8 Rys. 3. Względna przenikalność magnetyczna dla: 1 - blachy elektrotechnicznej; 2 - spieku Fe; 3 - spieku infiltrowanego Fe + 35%Cu; 4 - dielektromagnetyku Fe; 5 - dielektromagnetyku infiltrowanego Fe+30%Cu+30%Sn Fig. 3. Relative permeability for: 1 electrical sheet; 2 sinter Fe; 3 infiltrated sinter Fe+35%Cu; 4 - dielectromagnetic Fe; 5 infiltrated dielectromagnetic Fe+30%Cu+30%Sn Zbadane kompozyty magnetyczno-przewodzące Fe-Cu wykorzystano do wykonania magnetowodów wirnika silnika indukcyjnego.

Każdy z badanych wirników kompozytowych składa się z dwóch warstw: zewnętrznej o mniejszej rezystywności i gorszych własnościach magnetycznych i wewnętrznej o większej rezystywności i większej przenikalności magnetycznej. 3. MAGNETOWÓD WIRNIKA KOMPOZYTOWEGO Magnetowody wirników, przedstawionych na rysunku 4, składają się z dwóch warstw. Dla wirnika dielektromagnetycznego obydwie warstwy to dielektromagnetyki prasowane pod ciśnieniem 800 MPa. Warstwę wewnętrzną stanowi walec z tradycyjnego dielektromagnetyku Fe a druga, zewnętrzna warstwa, to wyprasowany na tym walcu cylinder z dielektromagnetyku Fe-Cu. Zastosowanie mieszanki magnetycznoprzewodzącej pozwoliło na uproszczenie technologii cylindra zewnętrznego. Grubość tego cylindra dobrano tak, że stanowi on w przybliżeniu połowę wysokości aluminiowej klatki wirnika silnika porównawczego [13]. Zachowano wymiary zewnętrzne magnetowodu blachowanego (a więc i grubość szczeliny powietrznej). Rys. 4. Stojan i wirniki: klatkowy, z dielektromagnetyku i ze spieku Fig. 4. Stator and rotors: of the squirrel-cage motor, made from dielectromagnetic, and made from sinter

Do wykonania cylindrów magnetyczno-przewodzących zastosowano dielektromagnetyki z dodatkiem miedzi i cyny w ilości po 30% [8]. Zwierające pierścienie przewodzące przylutowano do czół magnetowodu po osadzeniu go na wale. W dielektromagnetycznym rozwiązaniu magnetowodu funkcję magnetyczną pełni rdzeń magnetycznie miękki oraz quasi-ciągła siatka przestrzenna cząsteczek magnetycznie miękkiego proszku żelaza cylindra zewnętrznego, natomiast funkcję elektryczną przewodząca siatka przestrzenna proszku miedzi. Optymalne wykonanie magnetowodu magnetyczno-przewodzącego wirnika powinno doprowadzić nie tylko do przejęcia przez przewodzącą siatkę przestrzenną funkcji elektrycznej klatki aluminiowej silnika klasycznego, ale również do tego, aby możliwe było zlikwidowanie pierścieni zewnętrznych. Pozwoliłoby to na skrócenie magnetowodu wirnika, a więc w konsekwencji na zmniejszenie wymiarów silnika. Dla wirnika wykonanego ze spieków warstwę wewnętrzną stanowi walec prasowany z proszku żelaza pod ciśnieniem 800 MPa. Zewnętrzna warstwa to wyprasowany na walcu wewnętrznym cylinder o porowatości 25% prasowany pod ciśnieniem 250 MPa. Tak przygotowany wirnik infiltrowano miedzią w temperaturze 1150ºC przez 30 min. W trakcie infiltracji spiekany był jednocześnie wewnętrzny rdzeń wirnika. Pierścienie zwierające wirnik, podobnie jak w wirnikach dielektromagnetycznych przylutowano po wykonaniu obu warstw wirnika. 4. WYNIKI OBLICZEŃ Obliczenia polowe parametrów rozruchowych zbudowanych i badanych silników wykonano dla ich płasko-równoległych modeli [2, 3] przy użyciu komercyjnego oprogramowania Flux2D firmy Cedrat [4, 5]. Modele uwzględniają parametry elektryczne zasilania i połączeń czołowych. Wirująca szczelina powietrzna umożliwia obliczanie pola w stanach przejściowych. Wykonano obliczenia zarówno dla stanów ustalonych jak i dla rozruchu silników nieobciążonych. Modelem odniesienia jest klasyczny silnik klatkowy małej mocy o danych znamionowych zestawionych w tabeli 2, którego stojan (rys. 4) został użyty również do budowy modeli z wirnikami kompozytowymi. Z obliczeń numerycznych, uwzględniających wyznaczone wcześniej parametry elektryczne i magnetyczne materiałów użytych do budowy wirników kompozytowych, uzyskano rozwiązania, których ilustracją są obrazy pola przedstawione na rysunkach 5, 6 i 7. W dwuwarstwowych modelach wirników, z powodu uwzględniania w obliczeniach parametrów pierścieni zwierających wirnik, założono, że warstwa zewnętrzna składa się z 36 prętów. Liczba umownych prętów jest dwukrotnie większa od liczby prętów w wirniku klatkowym.

Tabela 2. Dane znamionowe silnika klatkowego Table 2. Rated parameters of the squirrel-cage motor Moc P W 60 Współczynnik mocy cosϕ - 0,66 Sprawność η % 55 Napięcie U V 220/380 Prąd I A 0,43/0,25 Prędkość n obr/min 1400 Prąd rozruchu I r /I n - 3,3 Moment rozruchowy T r /T n - 2,0 Moment maksymalny T max /T n - 2,1 Z wyznaczonego rozkładu pola obliczono statyczny moment i prąd rozruchowy. Dla porównania wyznaczono również moment i prąd dla prędkości n = 1400 obr/min odpowiadającej prędkości znamionowej silnika klatkowego. Wyniki obliczeń zestawiono w tabeli 3. Tabela 3. Wyniki obliczeń i pomiarów Table 3. Calculated and measured results Wirnik Obliczenia Pomiar T [N m] I [A] T [N m] I [A] Klatkowy 0,523 0,809 0,560 0,960 Spiek Fe-Cu 0,689 0,732 0,970 0,710 Dielektromagnetyk Fe-Cu-Sn 0,649 0,672 0,520 0,550 Klatkowy 0,416 0,273 0,412 0,280 Spiek Fe-Cu 0,441 0,434 0,157 0,380 Dielektromagnetyk Fe-Cu-Sn 0,189 0,498 16 0,510 s 1,0 66 Zmierzone wartości momentu i prądu rozruchowego (rys. 17 i 18) ekstrapolowano do wartości napięcia znamionowego. Dla tej wartości napięcia wykonano również obliczenia numeryczne, i takie wyniki zestawiono w tabeli 3. Porównanie wyników obliczeń i pomiarów pokazuje, że obliczone wartości momentu i prądu rozruchowego dla silników z wirnikiem klatkowym i wykonanym ze spieków są mniejsze, a dla silnika z wirnikiem dielektromagnetycznym większe, od wartości ekstrapolowanych z pomiarów. Wyniki obliczeń dla ustalonej prędkości n = 1400 obr/min są niemal identyczne z wynikami pomiarów dla silnika klatkowego, lecz różnice wartości obliczonych i zmierzonych dla pozostałych silników są duże. Obliczone momenty są znacznie większe niż ich wartości zmierzone. Prądy obliczone są bliższe zmierzonym, ale prąd

silnika z wirnikiem spiekanym jest większy od zmierzonego, a obliczony prąd silnika z wirnikiem dielektromagnetycznym, mniejszy. Obliczenia parametryczne ze zmienną rezystywnością [1], dla tego ostatniego silnika, wykazały, że wyniki bliższe pomiarowym można uzyskać przyjmując większą wartość rezystywności (0,35 µω m) niż zmierzona na próbkach 0,20 µω m. Rys. 5. Obraz pola silnika klatkowego dla poślizgu s=1 Fig. 5. Field distribution for the squirrel-cage motor (for slip s=1) Rys. 6. Obraz pola silnika z wirnikiem kompozytowym (spiek infiltrowany Fe-Cu) dla poślizgu s=1 Fig. 6. Field distribution for the motor with composites (infiltrated sinter Fe-Cu) rotor for slip s=1 Rys. 7. Obraz pola silnika z wirnikiem z dielektromagnetyku Fe-Cu-Sn dla poślizgu s=1 Fig. 7. Field distribution for the motor with dielectromagnetic Fe-Cu-Sn rotor for slip s=1

Różnice wartości dla s = 1 wynikają z przyjęcia stałych wartości indukcyjności połączeń czołowych uzwojenia stojana i pierścieni zwierających wirnik a odpowiadających biegowi jałowemu. Indukcyjności te dla stanu zablokowania wirnika mają mniejsze wartości, a ich udział w indukcyjności rozproszenia jest większy. Brak różnic w wynikach obliczeń i pomiarów silnika klatkowego pracującego z ustaloną prędkością świadczy o poprawnym odwzorowaniu zjawisk w modelu obliczeniowym. Różnice dla silników z wirnikami ze spieków i dielektromagnetyków zdają się świadczyć o tym, że w wirnikach tych nie uzyskano takich samych parametrów magnetycznych i elektrycznych jak w próbkach pierścieniowych użytych do określenia właściwości materiałów. Obrazy pola w obszarze wirnika przedstawione na rysunkach 5, 6 i 7 wskazują na odmienny, w każdym analizowanym przypadku, charakter pracy wirnika w momencie rozruchu. Rozkład pola w szczelinie maszyn nieruchomych z różnymi wirnikami ilustrują wykresy na rysunkach 8, 9 i 10. 1,5 1,0 0,5 B [T] -0,5-1,0-1,5 0 60 120 180 240 300 360 kąt [deg] Rys. 8. Rozkład składowej normalnej indukcji w szczelinie silnika klatkowego (s = 1) Fig. 8. Distribution of the normal induction component in air-gap of the squirrel-cage motor (s = 1)

1,5 1,0 0,5 B [T] -0,5-1,0-1,5 0 60 120 180 240 300 360 kąt [deg] Rys. 9. Rozkład składowej normalnej indukcji w szczelinie silnika z wirnikiem spiekanym (s = 1) Fig. 9. Distribution of the normal induction component in air-gap of the motor with rotor made from sinter (s = 1) 1,5 1,0 0,5 B [T] -0,5-1,0-1,5 0 60 120 180 240 300 360 kąt [deg] Rys. 10. Rozkład składowej normalnej indukcji w szczelinie silnika z wirnikiem dielektromagnetycznym (s = 1) Fig. 10. Distribution of the normal induction component in air-gap of the motor with rotor made from dielectromagnetic (s = 1)

0,6 0,5 0,4 1 2 3 B [T] 0,3 0,2 0,1 1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58 61 nr harmonicznej Rys. 11. Amplitudy harmonicznych składowej normalnej indukcji w szczelinie zahamowanego silnika: 1 - klatkowego; 2 z wirnikiem ze spieku, 3 - z wirnikiem z dielektromagnetyku Fig. 11. Amplitudes of harmonics of the normal induction component in air-gap of braked motor with: 1- squirrel-cage rotor, 2 - rotor made from sinter, 3- rotor made from dielectromagnetic 0,8 0,7 0,6 1 2 3 0,5 B [T] 0,4 0,3 0,2 0,1 1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 37 40 43 46 49 52 55 58 61 nr harmonicznej Rys. 12. Amplitudy harmonicznych składowej normalnej indukcji w szczelinie obciążonego znamionowo silnika: 1 - klatkowego; 2 z wirnikiem ze spieku; 3 - z wirnikiem z dielektromagnetyku Fig. 12. Amplitudes of harmonics of the normal induction component in air-gap of motor under rated load with: 1- squirrel-cage rotor, 2 - rotor made from sinter, 3- rotor made from dielectromagnetic

Różnice w kształcie przebiegu składowej normalnej indukcji wynikają przede wszystkim z gładkiego, pozbawionego żłobków wirnika silników z wirnikami kompozytowymi. Różnice amplitud (rys. 11) wynikają natomiast z różnych własności magnetycznych i elektrycznych wirników. Wpływ własności jest znacznie większy na pole maszyny zahamowanej niż maszyny obciążonej znamionowo (rys. 12). W pierwszym przypadku amplitudy pierwszej harmonicznej jak i harmonicznych żłobkowych są różne, w drugim niemal jednakowe. Odmienny w każdym analizowanym przypadku charakter pracy wirnika potwierdzają również zróżnicowane wartości momentu i dynamiczne charakterystyki rozruchu. Charakterystyki takie, obliczane obwodowo-polowo z krokiem czasowym 005s, pokazano na rysunkach 13, 14 i 15. Dynamiczne charakterystyki momentu silników kompozytowych są gładsze niż silnika klatkowego, a czasy rozruchu tych silników krótsze. Maksymalne wartości momentów dynamicznych oraz maksymalne prądy w czasie rozruchu dla wszystkich silników są podobne. Prąd ustalonego biegu jałowego dla silnika z wirnikiem z dielektromagnetyku jest znacznie większy niż dla silnika klatkowego i silnika z wirnikiem spiekanym. moment [Nm] 1,4 1,2 1,0 0,8 0,6 0,4 0,2-0,2-0,4-0,6 3 2 1 0 5 0,10 0,15 0,20 czas [s] Rys. 13. Moment w czasie rozruchu silnika: 1 klatkowego; 2 - z wirnikiem ze spieku; 3 - z wirnikiem z dielektromagnetyku Fig. 13. Starting torque of the motors with rotor: 1 - squirrel-cage; 2 - made from sinter; 3 - made from dielectromagnetic

prędkość [obr/min] 1600 1400 1200 1000 800 600 400 200 2 1 3 0 0 5 0,10 0,15 0,20 czas [s] Rys. 14. Prędkość obrotowa w czasie rozruchu silnika: 1 - klatkowego; 2 - z wirnikiem ze spieku; 3 - z wirnikiem z dielektromagnetyku Fig. 14. Rotational speed characteristics of the motors with rotor: 1 - squirrel-cage; 2 - made from sinter; 3 - made from dielectromagnetic 1,0 3 0,5 2 prąd [A] -0,5-1,0 1-1,5 0 5 0,10 0,15 0,20 czas [s] Rys. 15. Prąd w czasie rozruchu silnika: 1 - klatkowego; 2 - z wirnikiem ze spieku; 3 - z wirnikiem z dielektromagnetyku Fig. 15. Starting current of the motors with rotor: 1 - squirrel-cage; 2 - made from sinter; 3 - made from dielectromagnetic

5. WYNIKI POMIARÓW Wykonane wirniki, po osadzeniu ich na wale, montowano do tego samego stojana silnika indukcyjnego ogólnego zastosowania typu Sg 56-4A o danych znamionowych zestawionych w tabeli 2. Silniki badano na hamownicy indukcyjnej (rys. 16). Badając silniki zmierzono, między innymi, charakterystyki stanu zwarcia silnika klatkowego i silników z wirnikami kompozytowymi ze spieków i dielektromagnetyków. Na rysunkach 17 i 18 przytoczono wyniki pomiarów momentu i prądu w stanie zablokowania wirnika. Statyczny moment rozruchowy silnika z wirnikiem wykonanym ze spieków z infiltrowaną miedzią warstwą zewnętrzną jest większy niż moment silnika klatkowego. Natomiast moment rozruchowy silnika z wirnikiem dielektromagnetycznym o zewnętrznej warstwie Fe-Cu-Sn jest nieznacznie mniejszy od momentu silnika klatkowego. Rys. 16. Stanowisko badawcze Fig. 16. Test stand

1,0 0,8 T [Nm] 0,6 0,4 2 1 3 0,2 U n 0 100 200 300 400 U [V] Rys. 17. Zmierzony moment rozruchowy silnika z wirnikiem: 1 - klatkowym; 2 - ze spieku; 3 - z dielektromagnetyku Fig. 17 Measured starting torque of the motors with rotor: 1 - squirrel-cage; 2 - made from sinter; 3 - made from dielectromagnetic 1,0 0,8 Ir [A] 0,6 0,4 1 3 2 0,2 U n 0 100 200 300 400 U [V] Rys. 18. Zmierzony prąd rozruchu silnika z wirnikiem: 1 - klatkowym; 2 - ze spieku; 3 - z dielektromagnetyku Fig. 18. Measured starting current of the motors with rotor: 1 - squirrel-cage; 2 - made from sinter; 3 - made from dielectromagnetic

Prądy rozruchowe silników z wirnikami kompozytowymi są w obu przypadkach mniejsze niż w silniku klatkowym. Przyjmując, że miarą dobroci rozruchu d r jest wartość momentu rozruchowego przypadającego na jednostkę mocy rozruchowej, można ją obliczyć ze wzoru: d T P r n r = (1) Sr Tn gdzie: T r moment silnika zablokowanego, T n moment znamionowy, S r pozorna moc zwarciowa, P n moc znamionowa. Obliczone ze wzoru (1) wartości zestawiono w tabeli 4. Silnik klatkowy ma moc znamionową 60 W. Taka moc może być osiągnięta w silniku z wirnikiem spiekanym, ale nie jest możliwa w przypadku silnika z wirnikiem dielektromagnetycznym sklejanym. Wobec tego dla mocy 60 W można porównać jedynie silnik klatkowy i silnik z wirnikiem spiekanym. Właściwości rozruchowe tego ostatniego są lepsze (tabela 4). Zakładając, że znamionowa moc silników z wirnikiem kompozytowym to moc odpowiadająca znamionowej prędkości silnika klatkowego (n = 1400 obr/min), otrzyma się różne moce znamionowe poszczególnych silników i wynoszą one 60, 20 i 2 W. Dobroć rozruchu obliczona przy takim założeniu, dla obu silników kompozytowych jest większa niż dla silnika klatkowego (tabela 4). Dobre właściwości rozruchowe silników z wirnikami kompozytowymi nie kompensują jednak ich małej sprawności i mniejszej mocy jednostkowej. Tabela 4. Dobroć rozruchu Table 4. Start up quality Wirnik T r [Nm] Dobroć rozruchu d r n=n n P=P n Klatkowy 0,56 0,13 0,13 Spiek 0,97 0,30 0,21 Fe-Cu-Sn 0,52 0,21 6. PODSUMOWANIE Badając właściwości rozruchowe silników indukcyjnych mocy ułamkowej z wirnikami kompozytowymi stwierdzono, że zarówno ich statyczne jak i dynamiczne parametry rozruchowe są lepsze niż silników klatkowych. Parametry eksploatacyjne tych

silników są niestety znacznie gorsze. Oznacza to, że konieczne są dalsze działania z zakresu inżynierii materiałowej i technologii dielektromagnetyków prowadzące do zwiększenia ich przewodności elektrycznej i przenikalności magnetycznej przy zachowaniu możliwe niskiego poziomu stratności. Duże różnice występujące w wynikach obliczeń statycznych i pomiarów dla silników z wirnikami z dielektromagnetyków świadczą o tym, że w wirnikach tych nie uzyskano takich samych parametrów magnetycznych i elektrycznych jak w próbkach pierścieniowych użytych do określenia właściwości materiałów. Zmierzone wartości momentów obciążenia dla prędkości n = 1400 obr/min są prawie 3 razy mniejsze od obliczonych dla silnika z wirnikiem spiekanym i 12 razy mniejsze dla silnika z wirnikiem dielektromagnetycznym. Tak duża różnica świadczy o tym, że struktura wirników jest bardzo niejednorodna i rezystywność wirników jest znacznie większa niż próbek materiałowych. Uzyskane wyniki obliczeń pozwalają sądzić, że zastosowany model obliczeniowy będzie przydatny do oceny jakości wykonania wirników kompozytowych przez porównanie wyników pomiarów i obliczeń. Ponadto pozwoli na projektowanie pożądanych własności materiałów stosowanych do budowy wirników kompozytowych. LITERATURA [1] Antal L., Janiszewski S., Janta T.: Moment i straty mocy silnika asynchronicznego z wirnikami kompozytowymi, XXXVIII International Symposium on Electrical Machines, SME '2002, Cedzyna- Kielce, June 18-21, 2002. Kielce: Wydaw. PŚwiętokrz. 2002 s. 737-748, [2] Antal L., Janta T., Własności ruchowe silników indukcyjnych małej mocy z wirnikiem z materiałów kompozytowych, PEMINE, Ustroń, 28-30 maja 2003, Maszyny Elektryczne - BOBRME Komel, Zeszyty Problemowe, nr 66, Katowice, 2003 s. 53-58 [3] Antal L., Janta T., Charakterystyki dynamiczne silników indukcyjnych z wirnikami z matariałów kompozytowych,. 39th International Symposium on Electrical Machines, SME 2003, Conference proceedings, Gdańsk-Jurata, June 9-11, 2003. 7 s. [4] Cedrat, Flux 8.10 User s Guide, 2003 [5] Cedrat, Flux 7.60 2d Application, Induction motor technical paper, 2003 [6] Hodgson S. N. B., Atafirat S., Mascia L., Janta T., Weglinski B., Dielectromagnetic Composites Based on Organic Polymer-SiO2 Hybrids, Conference PRA Coatings Technology, Organic - Inorganic Hybrids, University of Surrey, Guildford, UK, 2000, Paper 12, p. 1 10, [7] Jack A. G., Experience with the Use of Soft Magnetic Composites in Electrical Machines, International Conference on Electrical Machines, September, 1998, Istanbul, Turkey, pp. 1441 1448, [8] Janta T., Wpływ przewodności warstwy infiltrowanej wirnika na właściwości ruchowe silnika asynchronicznego, International XII Symposium on Micromachines and Servodrives, MIS 2000, Kamień Śląski, Wydawnictwo Książkowe Instytutu Elektrotechniki, Warszawa 2000, Tom I, Vol. I, s. 184 192, [9] Janta T.: Asynchronous Motors with Cage and Composite Rotors, 34th International Symposium on Electrical Machines SME 98, Lodz, Poland, Zeszyty Naukowe, Elektryka No 92, Politechnika Łódzka, 1998, pp. 97-102,

[10] Janta T., Kordecki A., Węgliński B., Idea of Magnetic Conductive Elements for Electrical Machines made of Powder Composites, Third International Scientific and Technical Conference on Unconventional Electromechanical and Electrical Systems 3rd ISTC UEES 97, Aluszta, The Crimea, Ukraine, 1997, pp. 1125 1130, [11] Janta T., Węgliński B., Properties of Magnetic Conductive PM Composites, 1998 Powder Metallurgy World Congress & Exhibition, Granada, Spain, 1998, Vol. 5, pp. 550 555, [12] Janta T., Dielektromagnetyki Fe-Cu i możliwość ich zastosowania na magnetowód silnika indukcyjnego, Zeszyty Naukowe Politechniki Śląskiej, Elektryka, z. 176, Wydawnictwo Politechniki Śląskiej, Gliwice 2001 p. 145 151, [13] Janta T., Wpływ grubości warstwy infiltrowanej wirnika kompozytowego na właściwości ruchowe silnika asynchronicznego, XXXVI International Symposium on Electrical Machines SME 2000, Szklarska Poręba, Prace Naukowe Instytutu Maszyn i Napędów Elektrycznych Politechniki Wrocławskiej nr 48, Seria: Studia i Materiały nr 20, Oficyna Wydawnicza P. Wr., Wrocław, 2000, s. 198 205. STARTING PARAMETERS OF ASYNCHRONOUS MOTOR WITH INFILTRATED COMPOSITE ROTORS The starting properties of asynchronous motors with composite rotors made from magnetoconducting dielectromagnetics are described. Selected properties of sintered samples and dielectromagnetics were measured. Induction motor rotors with a magnetoconducting coating were made. Models of the motors were tested to determine, among others, the static starting and load characteristics. Also field-circuital models of the machines were built for numerical calculations. The models were used for statical and dynamical calculations of the torque, speed and stator current characteristics. The test and calculation results were compared to determine the suitability of the calculation models for the description of the operation of the motor with a composite rotor and for designing the properties of the composite materials for the rotors of asynchronous motors. The starting properties of the squirrel-cage motor were compared with those of motors with a composite rotor.