8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

1/7

6 ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1

1. Introducere

Maşinile electrice convenţionale au înfăşurareaintrodusă  în crestăturile unei armături feromagnetice,rezultând pierderi în fier, zgomot, cupluri parazite,saturaţie magnetică, histerezis magnetic, fenomenulde reacţie a armăturii, pulsaţii ale cuplului la turaţiireduse. La motoarele fără crestături, înfăşurarea esterigidizată pe stator, prin lipire, înglobare în răşină etc.,fără ajutorul dinţilor feromagnetici. Sunt două tipuri deastfel de maşini. Maşini la care înfăşurarea este fixată pe un jug statoric feromagnetic şi maşini care nu auarmătura feromagnetică  şi, în consecinţă, nu aupierderi în fier. În Fig. 1, este prezentat un stator alunui motor sincron cilindric, cu magneţi permanenţi,fără  crestături, iar în Fig. 2 se prezintă  varianta disc.Un exemplu de maşină  fără  pierderi în fier estemotorul de curent continuu cu rotor bobinat din Fig. 3.

Fig. 1. Statorul unui motor sincron cilindric fără crestături.

∗ Dr. ing. Minciunescu Paul, dr. ing. Scorţescu Mihaela – cercetătorila SC ICPE SA; dr. ing. Popescu Mihai Octavian, dr. ing. PopescuClaudia Laurenţa – profesori la Universitatea POLITEHNICABucureşti.

Fig. 2. Statorul unui motor sincron fără crestături,cu rotor disc.

Fig. 3. Motor de curent continuu cu rotor bobinat,fără pierderi în fier.

Maşina sincronă fără pierderi în fier – MSFPF - are, în principiu, o construcţie inversată, relativ la varianta în curent continuu; statorul bobinat, fără  fier, este fix,rotorul fiind format din două  discuri pe care suntmontaţi magneţii permanenţi – Fig. 4 (pentrusimplificare, carcasa, scuturile, axul, rulmenţii nu s-aureprezentat).

Datorită  progreselor în realizarea magneţilor dinpământuri rare, în ultimii ani, numeroşi cercetători austudiat motoarele sincrone fără pierderi în fier (slotlessand ironless ) MSFPF - [1÷13].

MAŞINI ELECTRICEMODELARE NUMERICĂ 

Maşini electrice sincrone fără pierderi în fier

PAUL MINCIUNESCU, MIHAELA SCORŢESCU, MIHAI OCTAVIAN POPESCU, CLAUDIA LAURENŢA POPESCU∗ 

Ironless synchronous electrical machines

This paper presents the analysis, design and performances of an axial flux permanent magnet machine with anironless stator. The machine consists of two outer rotor disks and one coreless stator in the middle.The only losses present in the core are conduction losses and eddy current losses in the copper. Unlike conventionalPM (permanent magnet) machine, the magnetic field is in the axial direction. The main advantages are highefficiency, zero cogging torque and smooth operation at very low speed.Special attention is given for 3D magnetic and thermic modelling. A prototype machine was constructed andevaluated.

8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

2/7

ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1 7 

Fig. 4. Maşina sincronă fără pierderi în fier (MSFPF), cumagneţi permanenţi.

Acestea au, în comparaţie cu maşinile electriceclasice, următoarele avantaje: randament mai bun,densitate de putere mai ridicată, greutate mai redusă,costuri de întreţinere mai reduse, zgomot mai redus,control mai precis.

Ca utilizări, menţionăm: servomotoare, motoarepentru acţionări directe (direct drive ), pompe, tracţiuneelectrică, motoare cu viteză ridicată, generatoare etc.

În această  lucrare, este analizată  o MSFPF cu înfăşurarea realizată din bobine concentrate.

2. Parametrii motorului analizat

MSFPF funcţionează identic cu o maşină sincronă.Conform Fig. 4, maşina este în formă  de disc, cu întrefier axial. Datorită  magneţilor din pământuri rare

NdFeB, este posibil să  se obţină  inducţii magneticemari în întrefier cu un volum scăzut de magneţi.S-a dorit proiectarea unui motor având aproximativ

40 Nm la 1000 rot/min. Folosind un calcul analiticsimplu (e.g. [2]), au rezultat următoarele:

 – diametrul exterior rotoare D2: 316 mm; – diametrul interior rotoare D1: 194 mm; – grosimea înfăşurării: 16 mm; – distanţa între rotoare: 19 mm; – distanţa dintre magneţi şi stator: 1,5 mm; – numărul de spire: 95 pe bobină; – 6 fire de ∅ 0,5 în paralel;

 – rotoarele au 24 de poli magnetici.Magneţii sunt din NdFeB, având Hc = 875 kA/m şi

temperatura de funcţionare 150°C.Înfăşurarea trifazată  este realizată  din 18 bobine

concentrice. S-a ales această  soluţie pentru că  estemai uşor de realizat, iar pierderile Joule sunt maireduse decât cu o înfăşurare distribuită. În plus,factorul de umplere este mai mare.

3. Modelarea câmpului magnetostatic în 3D

În prima fază, s-a folosit un program de calcul în2D (Fig. 5) într-un plan obţinut prin desfăşurareasuprafe

ţei cilindrice, având:

D1)/2(D2mediuDiametrul   +=  

Valoarea inducţiei magnetice între 2 magneţi opuşivariază între 0,48T şi 0,5T.

Datorită  configuraţiei speciale a bobinelor (Fig. 4),pentru determinarea tensiunii electromotoare, s-arecurs la un calcul magnetic în 3D, folosind programulFemlab.

Fig. 5. Calcul numeric 2D - câmp magnetostatic.

Fig. 6. Domeniul de calcul în 3D – câmp magnetostatic(mm).

Fig. 7. Discretizarea domeniului cu elemente finite.

8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

3/7

8 ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1

Fig. 8. Distribuţia inducţiei magnetice în întrefier, în planulaflat la egală distanţă de rotoare.

Fig. 9. Variaţia fluxului într-o bobină.

Fig. 10. Tensiunea electromotoare la 1000 rot/min.

În Fig. 6, este descris domeniul de calcul limitat la2 paşi polari, datorită simetriei câmpului. Discretizareacu elemente finite este prezentată  înFig. 7, iar inducţia magnetică în întrefier în planul aflatla egală  distanţă  de rotoare în Fig. 8. Fluxul printr-o

bobină  concentrată  având 15 spire este prezentat înFig. 9. Tensiunea electromotoare pe fază  la1000 rot/min, din Fig. 10, s-a obţinut prin derivareafluxului magnetic.

Din calculul numeric în 3D, a rezultat un factor de înfăşurare de 0,76, iar inducţia medie în întrefier este0,49 T - o valoare bună  ţinând cont de înălţimeamagneţilor (10 mm) şi grosimea întrefierului (19 mm).În concluzie, calculul 2D permite determinareainducţiei magnetice maxime în întrefier chiar şi pentru

o structură de tipul de mai sus. Spirele bobinei în cares-a calculat fluxul magnetic sunt desenate în Fig. 11.

Fig. 11. Spirele bobinei în care s-a calculat fluxul magnetic.

4. Modelarea câmpului termic staţionar în 3D

Calculul termic la o maşină  electrică  permitedeterminarea densităţii de curent din înfăşurare,putându-se astfel afla performanţele maşinii în regim

staţionar. Datorită  formei simetrice din punct devedere termic a bobinajului, domeniul de calcul estecel prezentat în Fig. 12 - o singură bobină din cele 18.S-a neglijat transferul căldurii prin conducţie de labobinaj la carcasă. S-a considerat înfăşurarea înglobată într-o răşină epoxidică având conductivitateatermică 0,15 W/m°C.

Ipotezele de calcul au fost următoarele: transfer decăldură  prin convecţie (α  = 15 W/m2°C; temperaturaambiantă  = 25°C), sursa de căldură  este putereadegajată prin efect Joule în înfăşurare.

Fig. 12. Domeniul de calcul în 3D – câmp termic staţionar.

8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

4/7

ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1 9 

Fig. 13. Distribuţia temperaturii - bobina înglobată în răşină.

Fig. 14. Distribuţia temperaturii – bobina cu suprafaţă derăcire mărită.

Fig. 15. Distribuţia temperaturii – bobina cu suprafaţă derăcire mărită plus radiator.

Printr-un calcul termic în 2D, ţinând cont dediametrul de 0,5 mm al sârmei de cupru folosit, deconductivitatea termic

ă de 380 W/m°C a cuprului, de

conductivitatea termică a răşinii în care este înglobată bobina, de factorul de umplere, a rezultat oconductivitate termică echivalentă de 1W/m°C.

Au fost studiate 3 configuraţii, având aceeaşi sursă de căldură  şi aceleaşi condiţii la limită: 1- bobină  înglobată  complet în răşină  (Fig. 13); 2- bobină  înglobată  în răşină, dar cu suprafaţă de răcire mărită,datorită  lipsei răşinii în spaţiul din mijlocul bobinei(Fig. 14); 3- la fel ca în cazul 2, dar, în plus, în partea

inferioară  a înfăşurării, a fost fixat un radiator dinaluminiu (Fig. 12 şi 15), având conductivitatea de169 W/m°C. Cea mai scăzută  temperatură  în bobină s-a obţinut pentru varianta 3 (cu radiator).

Pentru această  variantă, s-a modificat densitateavolumică  de putere din înfăşurare până  cetemperatura maximă  a ajuns la 130°C. A rezultatdensitatea de curent de 5,1 A/mm2. Această valoare afost luată în calcul în determinarea cuplului motorului.

5. Construcţie

În Fig. 16, este prezentată  o secţiune printr-unmodel experimental realizat în cadrul ICPE-SA

conform parametrilor de la punctul 2. Vederea frontală este redată  în Fig. 17. Maşina are diametrul exteriorde 385 mm. Lungimea axială, incluzând traductorul depoziţie şi turaţie, este de 144 mm.

În Fig. 18, este prezentată o etapă  în procesul derealizare a înfăşurării - poziţionarea bobinelor înaintede consolidarea cu răşină.

Magneţii au fost lipiţi cu răşină epoxidică pe jugurilerotorice. Pentru siguranţă, magneţii au fost fixaţi şimecanic (Fig. 19).

Părţile active ale maşinii (cele două  rotoare plusstatorul), înainte de a fi montate în carcasa dealuminiu sunt redate în Fig. 20.

Materialele componente au clasa de izolaţie F.

Fig. 16. Secţiune prin motor.

8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

5/7

10 ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1

Fig. 17. Vedere frontală.

Fig. 18. Etapă în realizarea înfăşurării – poziţionareabobinelor.

Fig. 19. Rotor cu magneţi fixaţi mecanic.

6. Încercări experimentale

Maşina a fost încercată  în regim de generator prinantrenarea din exterior de către un motor sincron cu

magneţi permanenţi în construcţie cilindrică, alimentatde la un invertor SSD Drives. Pentru măsurareaprecisă  a cuplului, s-a utilizat un traductor de cupluKTR 22/100. Sarcina rezistivă a fost cuplată la bornele

generatorului prin intermediul unui redresor trifazatnecomandat. Standul de încercări este prezentat înFig. 21.

Fig. 20. Părţile active ale motorului.

Fig. 21. Standul de încercări.

Tensiunea electromotoare măsurată  pe linie(Fig. 22) corespunde cu cea calculată la punctul 3. Seremarcă  forma sinusoidală, care asigură  ondulaţiireduse ale cuplului şi funcţionare silenţioasă  la turaţiireduse.

Fig. 22. Tensiunea electromotoare măsurată.

8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

6/7

ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1 11 La turaţia de 370 rot/min (specifică  generatoarelor

eoliene cu antrenare directă), puterea debitată  a fostde 1470 W. Parametrii generatorului măsurat suntprezentaţi în Tab. 1.

Tab. 1.

 – turaţia 370 rot/min – cuplul 38 Nm – puterea 1470 W – randamentul 94 % – rezistenţa pe linie 0,14 ohmi – inductivitatea pe linie 0,17 mH – curentul pe fază  38 A – tensiunea electromotoare

pe linie70 V /krot/min

 – momentul de inerţie 148 kgcm2  – masa magneţi 4,8 kg – masa utilă 

(rotoare+stator)

30 kg

Pentru curentul de 38 A, corespunde o densitatede curent de 4,8 A/mm2, cu 5% mai mică  decât ceadeterminată prin calculul termic de la punctul 4.

Maşina fără  fier are inductivitatea extrem deredusă. La creşterea curentului în înfăşurare, câmpul în întrefier creşte foarte puţin. Aceasta înseamnă  că atât timp cât căldura este evacuată  din înfăşurare,cuplul produs nu este limitat. Deoarece circuitulmagnetic nu se saturează, cuplul variază  liniar cuvaloarea curentului.

7. Avantaje şi dezavantaje ale MSFPFPentru a sublinia importanţa temei abordate în

lucrare, mai jos, sunt prezentate avantaje ale maşinilorelectrice sincrone (fără  perii) fără  crestături, în formă de disc, fără pierderi în fier, în comparaţie cu maşinileclasice: –   cupluri parazite nule, datorate interacţiunii magneţi -

dinţi de fier; –   densitate de putere mai ridicată; –   greutate mai redusă; –   volum mai redus; –   control mai precis;

 –   nivel redus de vibraţii;

 –   funcţionare uniformă; –   viteze maxime mai mari decât la motoarele

tradiţionale cu crestături; –   încărcarea axială  a rulmenţilor redusă, deoarece

forţele de atracţie dintre rotor şi stator sunteliminate;

 –   eliminarea vibraţiilor armăturii statoriceferomagnetice clasice (din tole), datorită frecvenţelor ridicate ale curentului de alimentare;

 –   funcţionarea silenţioasă a motorului chiar şi la turaţiireduse;

 –   costuri de întreţinere mai reduse; –   fiabilitate ridicată  (creşte durata de viaţă); sunt

eliminate periile colectoare, care se pot defecta şi

pot determina pierderi interne în motor, scântei etc.;scade nivelul radiaţiilor electromagnetice;

 –   în regim de generator, maşina are randament mairidicat; deoarece inductivitatea înfăşurării esteredusă, puterea debitată este apropiată de putereaprodusă în regim de motor, unde se poate controla

unghiul intern dintre tensiunea electromotoare şicurent; –   pot funcţiona la turaţii înalte, medii şi scăzute,

inclusiv la turaţie zero (în sarcină), cuplu constant; –   ca servomotoare, marile atribute ale acestor

motoare sunt:•  cuplul este constant, indiferent de poziţia

rotorului;• cuplul este proporţional cu curentul;•  raportul dintre cuplul maxim şi cuplul nominal

este mai ridicat;•  stabilitate dinamică  ridicată; control mai

precis;•  funcţionarea la turaţii joase este uniformă (datorită  absenţei cuplurilor parazite); potfuncţiona la turaţii mult mai joase decâtmotoarele convenţionale;

• eroare de poziţionare redusă;• deoarece cuplurile parazite datorate

interacţiunii magneţi-dinţi feromagnetici suntnule, motorul poate fi utilizat în sisteme depoziţionare;

• ondulaţiile reduse ale cuplului, datorate lipseiarmăturii feromagnetice, permit utilizarea însisteme de precizie;

• mai puţină căldură degajată;• mai puţine elemente componente;• pot fi realizate la scări (dimensiuni) diferite şi

 în construcţie modulară;• în principal, preţul motorului este dat de costul

magneţilor permanenţi, iar tendinţa este descădere a preţului magneţilor.

Dezavantaje:- în regim de motor, este necesar un

convertizor de frecvenţă;- inerţie mai mare decât la motoarele clasice cu

crestături (ca servomotor);

- inductivitatea redusă  poate necesitaconvertizoare de frecvenţă speciale.Un dezavantaj al motorului disc în comparaţie cu

motorul cilindric este următorul: deşi densitatea deputere este mai mare la cel în formă  de disc, suntaplicaţii unde, datorită  spaţiului disponibil, estepreferat motorul cilindric.

8. Concluzii

  Maşina sincronă  studiată  în lucrare are oconstrucţie nouă, care, în comparaţie cu maşinileelectrice clasice, are performanţe mai bune.

  Printr-un calcul magnetostatic în 3D, au fostcalculate fluxul magnetic, factorul de înfăşurare,inducţia magnetică din întrefier.

8/19/2019 eea-54-1-2006-006-RO-lp-000.pdf

7/7

12 ELECTROTEHNICA, ELECTRONICA, AUTOMATICA, 54 (2006), Nr. 1  Printr-un calcul termic, s-au determinat densitatea

de curent maximă  prin înfăşurare şi configuraţiacu cel mai bun transfer termic.

  Parametrii determinaţi prin calcul au fostconfirmaţi prin încercarea în regim de generator aunui model experimental.

  Se doreşte realizarea, în viitor, de teste în regimde motor.

Lucrarea este rezultatul teoretic al activităţiidesfăşurate în cadrul contractului nr. 125/27.09.04 -Invent.

Bibliografie

[1] Caricchi, F., Crescimbini, F., Honorati, O., Santini, F :Performance of coreless-winding axial-flux permanent-magnetgenerator with power output at 400 Hz- 3000 rev/min., IEEEIndustry Applications Society Annual Meeting New Orleans,Ocţober 5-9, 1997.

[2] Lombard, N. F., Kamper, M. J .:Analysis and Performance of anIronless Stator Axial Flux PM Machine, IEEE Transactions onEnergy Conversion, Vol. 14, No. 4, December 1999.

[3] Lyshevski, S. E., Sinha, A.S.C., Rizkalla, M. & all : Analysis andControl of Hybrid-Elecţric Vehicles with Individual WheelBrushless Traction Motors, Proceedings of the AmericanControl Conference, Chicago, June 2000.

[4] Mbidi, D.N., van der Westhuizen, K., Wang, R., Kamper, M.J.,Blom, J.: Mechanical Design Considerations of a Double StageAxial-Flux PM Machine, IEEE 2000.

[5] Tareq, S. El-Hasan, P.C.K. Luk, F.S. Bhinder, M.S. Ebaid :Modular Design of High –Speed Permanent-Magnet Axial-FluxGenerators, IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 36, No. 5,September 2000.

[6] Hill-Cottingham, R.J., Coles, P.C., Eastham, J.F., Profumo, F.,Tenconi, A., Gianolio,G.: Multi-disc axial flux StratosphericAircraft Propeller Drive, 2001.

[7] Coles, P.C., Hill-Cottingham, R.J., Eastham, J.F., Profumo, F.,

Tenconi, A., Gianolio, F .: Propeller drive motors for highaltitude aircraft, Electromotion 2001.

[8] Wang, R., Mohellebi, M., Flack, T. J., Kamper, M. J., Buys, J.D. and Feliachi, M.: Two-Dimensional Cartesian Air-GapElement (CAGE) for Dynamic Finite-Element Modeling ofElecţrical Machines With a Flat Air Gap, IEEE Transactions onMagnetics, Vol. 38, No. 2, March 2002.

[9] Eastham, J.F., Profumo, F., Tenconi, A., Hill-Cottingham, R. etc.: Novel Axial Flux Machine for Aircraft Drive: Design andModeling, IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 38, No. 5,September 2002.

[10] Greaves, M.C., Simpson, A.G., Guymer, B.D., Walker, G.R.,Finn, D.A.: Ironless wheel motor for a direct drive vehicleapplication, Queensland, 2003.

[11] Tareq, S. El-Hasan, Luk, P.C.K .: Magnet TopologyOptimization to Reduce Harmonics in High-Speed Axial Flux

Generators, IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 39, No. 5,September 2003[12] Rong-Jie Wang,Kamper, M.J .: “ Calculation of Eddy Current

Loss in Axial Field Permanent-Magnet Machine With CorelessStator, IEEE Transactions on energy conversion, Vol. 19,No. 3, September 2004.

[13] Rong-Jie Wang, Kamper, M.J., Van der Westhuizen, K.,Gieras, J.F.: Optimal Design of a Coreless Stator Axial FluxPermanent-Magnet Generator, Transactions on Magnetics,vol. 41, no. 1, January 2005.