Prace Naukowe Instytutu Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych

Nr 58

Politechniki Wrocławskiej

Nr 58

Studia i Materiały Nr

25

2005

__________

maszyny elektryczne, silniki synchroniczne dwubiegowe,
synchronizacja, obliczenia polowo-obwodowe

Paweł ZALAS

F

∗

F

, Jan ZAWILAK

*

SYNCHRONIZACJA SILNIKÓW SYNCHRONICZNYCH PRZEZ

ZMIANĘ KIERUNKU PRZEPŁYWU PRĄDU WZBUDZENIA

W artykule przedstawiano wyniki obliczeń procesu synchronizacji dwubiegowego silnika syn-

chronicznego z przełączalnymi uzwojeniami twornika i magneśnicy. Wykazano istotną zależność
przebiegu procesu od chwili załączenia napięcia wzbudzenia. Zbadano wpływ sterowania wartością
prądu wzbudzenia podczas synchronizacji na przebieg tego procesu. Obliczenia polowo-obwodowe
wykonano dla wybranego modelu silnika typu GAe 1715/20t. Wyniki obliczeń zamieszczono w po-
staci wykresów czasowych.

1. WSTĘP

Proces synchronizacji stanowi końcową fazę rozruchu silników synchronicznych.

Załączenie napięcia stałego i przepływ prądu w obwodzie wzbudzenia wytwarza mo-
ment dynamiczny, który powoduje wzrost prędkości wirowania aż do prędkości syn-
chronicznej. Chwila rozpoczęcia procesu synchronizacji ma istotny wpływ na jego
przebieg. Niewłaściwa chwila włączenia napięcia wzbudzenia może powodować wy-
stępowanie zmiennego momentu elektromagnetycznego o znaczącej amplitudzie,
przepięcia w obwodach uzwojenia twornika, a nawet niezsynchronizowanie się silnika
[8].
W celu zwiększenia wartości momentu dynamicznego, a tym samym skuteczności
synchronizacji, stosuje się powszechnie forsowanie prądu wzbudzenia, często o warto-
ści o 50 % większej od prądu znamionowego. Pozwala to na zwiększenie momentu
synchronizującego, lecz powoduje również znaczne przeciążenia układu mechanicz-
nego, co ma niekorzystny wpływ na bezawaryjną eksploatację układu napędowego.
Ma to szczególne znaczenie dla silników dużej mocy stosowanych np. do napędów

∗

Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, 50-372 Wrocław,

ul. Smoluchowskiego 19,

HU

paweł[e-mail]

UH

,

HU

[e-mail]

UH

.

248

wentylatorów głównego przewietrzania kopalni głębinowych. Proces rozruchu tych
napędów, ze względu na dużą wartość momentu obciążenia i momentu bezwładności,
stanowi najistotniejsze zagadnienie wpływające na ich eksploatację.

Tabela 1. Dane znamionowe dwubiegowego silnika synchronicznego typu GAe 1716/20t

Table 1. Rating of two-speed synchronous motor type GAe 1716/20t

Moc znamionowa

kW

2600

1200

Napięcie stojana

V

6000

6000

Prąd stojana

A

292

186

Napięcie wzbudzenia

V

100

78

Prąd wzbudzenia

A

337

260

Prędkość obrotowa

obr/min

375

300

Współczynnik mocy

-

0,9 poj.

0,77 ind.

Sprawność % 95,5 81,0

Tabela 2. Nominalne parametry wentylatora typu WPK 5,3

Table. 2. Rated performance parameters for fan type WPK 5,3

Wydajność nominalna

m

3

/

s

366,6/458,3

Sprawność maksymalna

-

0,885

Masa kg

50438

Bezwładność kgm

2

37000

W napędach tych stosowane są obecnie dwubiegowe silniki synchroniczne o ułam-

kowym stosunku prędkości np. 300 i 375 obr/min. Ze względu na koszty silniki dwu-
biegowe buduje się wykorzystując magnetowód i konstrukcję mechaniczną silników
jednobiegowych. Odpowiednio dobrane dwie prędkości obrotowe zapewniają wystar-
czającą regulację wydajności wentylatora [3]. Jednym z przykładów jest dwubiegowy
silnik synchroniczny typu GAe 1716/20t, którego podstawowe parametry zestawiono
w tabeli 1 natomiast parametry napędzanego wentylatora typu WPK 5,3 w tabeli 2.
Proces synchronizacji silnika dwubiegowego na większej prędkości obrotowej prze-
biega podobnie jak w silniku jednobiegowym. Istotne różnice pojawiają się podczas
synchronizacji na mniejszej prędkości. Powodem tego jest różna liczba biegunów
magnetycznych i mechanicznych wirnika [2, 6]. Celowo wytworzone odkształcenie
pola magnetycznego magneśnicy powoduje, że w danej chwili czasowej poszczególne
bieguny znajdują się w różnych warunkach magnetycznych [1]. Wskutek tego udział

249

poszczególnych biegunów w tworzeniu momentu napędowego nie jest jednakowy.
Powoduje to wzrost elektromechanicznej stałej czasowej układu napędowego. Odpo-
wiedni dobór chwili rozpoczęcia procesu synchronizacji silnika na tej prędkości wi-
rowania pozwala skutecznie wprowadzić silnik w synchronizm. W układach napędo-
wych o dużym momencie bezwładności i momencie obciążenia zwiększanie prądu
wzbudzenia może być niewystarczające do wytworzenia odpowiedniego momentu
synchronizującego i synchronizacji silnika.

Celem niniejszej pracy jest pokazanie możliwości poprawy procesu synchronizacji

silników synchronicznych pracujących w układach napędowych o dużym momencie
bezwładności i obciążenia przez odpowiednie sterowanie wartością prądu wzbudzenia.

2. MODEL OBLICZENIOWY

Analizę procesu synchronizacji przeprowadzono wykorzystując opracowany mo-

del polowo-obwodowy silnika typu GAe 1716/20t opisany w [7]. W części obwodo-
wej modelu przyjęto symetryczny układ napięć zasilających V

A

, V

B

, V

C

, oraz uzwoje-

nie stojana i magneśnicy L

1

, L

2

o zmiennej indukcyjności i stałej rezystancji części

czynnych. Wartości rezystancji oraz indukcyjności połączeń czołowych L

cz

uzwojeń

twornika i magneśnicy przyjęto jako stałe.

TU£S

L1

Lcz

R0

L2

Lcz'

R0'

Va

Vb

Vc

T1

T4

T2

T5

T3

T6

K1

Rys. 1. Schemat części obwodowej modelu: uzwojenie wzbudzenia silnika dwubiegowego

Fig. 1. Circuital part of model: excitation winding of two-speed motor

250

Widoczne na rysunku 1 łączniki umożliwiają przełączanie uzwojeń warunkujące
zmianę liczby biegunów i prędkości obrotowej silnika. Zastosowany tyrystor TUŁS
pozwala na załączenie napięcia stałego do obwodu wzbudzenia w określonej chwili
czasowej. Wartość rezystancji R

0

zwierającej obwód wzbudzenia podczas rozruchu

przyjęto równą 10-cio krotnej wartości rezystancji uzwojenia wzbudzenia. Część po-
lowa modelu uwzględnia częstotliwość i wartość napięcia zasilającego, nieliniowość
elementów obwodu magnetycznego oraz ruch wirnika odwzorowywany za pomocą
ruchomej powierzchni ślizgowej. W modelu uwzględniono klatkę wirnika o zmien-
nych parametrach prętów i stałych wartościach rezystancji i indukcyjności pierścienia
zwierającego.

W celu weryfikacji modelu wykonano pomiary modelu fizycznego badanego silni-

ka oraz odpowiadające im obliczenia. Porównanie wielkości obliczonych i pomierzo-
nych pozwoliło stwierdzić, że opracowany model polowo-obwodowy dwubiegowego
silnika synchronicznego jest poprawny [7, 8].

3. OBLICZENIA PROCESU SYNCHRONIZACJI

Wykorzystując model polowo-obwodowy wykonano obliczenia procesu synchro-

nizacji badanego silnika dwubiegowego. Przyjęto wartości momentu obciążenia z
zakresu od 0,4 do 0,7 momentu znamionowego silnika na mniejszej prędkości wiro-
wania. Uwzględniona w badaniach symulacyjnych zastępcza bezwładność układu
napędowego (silnika z wentylatorem typu WPK 5,3) wynosi J

z

≈ 40 000 kg·m

2

.

Wykonane obliczenia dla momentu obciążenia 0,55M

n

wykazały, że skuteczny

przebieg synchronizacji może zapewnić załączenie napięcia wzbudzenia gdy wartość
kąta

δ

znajduje się w zakresie od (-90) do (-15) stopni, gdzie:

δ

- jest kątem między

osią przepływu stojana a osią przepływu wirnika. Na rysunku 2 pokazano obliczone
przebiegi prądu fazy A twornika I

s

, prądu wzbudzenia I

w

oraz napięcia U

w

na zaci-

skach uzwojenia wzbudzenia, momentu elektromagnetycznego i prędkości obrotowej
podczas synchronizacji rozpoczętej dla wartości kąta

δ

równej (-45) stopni. Linią

przerywaną zaznaczono chwilę rozpoczęcia procesu synchronizacji silnika. Obliczenia
wykonano dla znamionowej wartości napięcia wzbudzenia. Korzystna chwila inicjacji
procesu zapewniła skuteczną synchronizację silnika podczas pierwszej, po załączeniu
napięcia wzbudzenia, współfazowości pól stojana i wirnika.

Przyjmując takie same warunki: wartości napięcia wzbudzenia oraz momentu obcią-

żenia silnika, wykonano obliczenia procesu synchronizacji rozpoczętego dla innej chwi-
li czasowej tj. kąta

δ

równego 135 stopni. Wyniki obliczeń pokazano na rysunku 3.

251

t [s]

t [s]

1,6 2,2 2,8 3,4 4,0 4,6 5,2

5,8

6,4 7,0 7,6

b)

c)

a)

U

w

I

s

I

w

1000

750

500

250

0

250

500

750

-1000

M[kNm]

n[obr/min]

304

302

300

298

296

294

150

100

50

0

-50

-100

1,6 2,2 2,8 3,4 4,0 4,6 5,2 5,8 6,4 7,0 7,6

1,6 2,2 2,8 3,4 4,0 4,6 5,2 5,8 6,4 7,0 7,6

t [s]

Rys. 2. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

= (-45) stopni: a) prądy twornika I

s

, prąd

wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwojenia wzbudzenia U

w

, b) prędkość obrotowa, c) moment

elektromagnetyczny

Fig. 2. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

= (-45) deg: a) armature currents I

s

, excita-

tion current I

w

, voltage on excitation winding terminals U

w

, b) rotational speed, c) electromagnetic torque

252

t [s]

t [s]

1,6 2,2 2,8 3,4 4,0 4,6 5,2

5,8

6,4 7,0 7,6

b)

c)

a)

U

w

I

s

I

w

1000

750

500

250

0

250

500

750

-1000

M[kNm]

n[obr/min]

300

298

296

294

292

150

100

50

0

-50

-100

1,6 2,2 2,8 3,4 4,0 4,6 5,2 5,8 6,4 7,0 7,6

1,6 2,2 2,8 3,4 4,0 4,6 5,2 5,8 6,4 7,0 7,6

t [s]

Rys. 3. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=135 stopni: a) prądy twornika I

s

, prąd

wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwojenia wzbudzenia U

w

, b) prędkość obrotowa, c) moment

elektromagnetyczny

Fig. 3. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=135 deg: a) armature currents I

s

, excitation

current I

w

, voltage on excitation winding terminals U

w

, b) rotational speed, c) electromagnetic torque

253

Jest to przykład kiedy inicjację procesu przyjęto w niekorzystnej chwili czasowej

co spowodowało, że silnik nie osiągnął synchronizacji i ustaliła się praca asynchro-
niczna przy wzbudzonej maszynie.

Obliczenia procesu synchronizacji wykonane dla momentu obciążenia o wartości

większej od 0,55M

n

wykazały, że niezależnie od wyboru chwili rozpoczęcia procesu,

dla znamionowej wartości napięcia wzbudzenia, silnik się nie synchronizuje. W takich
przypadkach stosuje się powszechnie forsowanie prądu wzbudzenia w celu zwiększe-
nia wartości momentu synchronizującego. Obliczenia procesu synchronizacji wyko-
nane dla momentu obciążenia silnika o wartości 0,6M

n

wykazały, że pomimo zasto-

sowania forsowania prądu wzbudzenia 1,5I

wn

proces nie kończy się skuteczną

synchronizacją silnika.

Na rysunku 4 pokazano obliczone przebiegi prądu fazy A twornika I

s

, prądu wzbu-

dzenia I

w

oraz napięcia U

w

na zaciskach uzwojenia wzbudzenia, momentu elektroma-

gnetycznego i prędkości obrotowej podczas synchronizacji rozpoczętej dla kąta

δ

rów-

nego 0 stopni. Pomimo zastosowania forsowania prądu płynącego w uzwojeniu
wzbudzenia synchronizacja jest nieskuteczna. Wymuszona, przez załączenie napięcia
stałego, dodatnia wartość prądu wzbudzenia powoduje, w zakresie ujemnej wartości
kąta

δ

, wytworzenie momentu hamującego. W wyniku jego działania następuje

zmniejszenie prędkości obrotowej silnika. W wyniku dużego poślizgu silnik nie może
osiągnąć prędkości synchronicznej i ustala się praca asynchroniczna przy dużych uda-
rach momentu elektromagnetycznego i dużych wahaniach prędkości obrotowej
(rys.4b,c).

Dla przyjętych warunków obciążenia silnika skuteczną synchronizację zapewnia

forsowanie prądem wzbudzenia o wartości przekraczającej 2,5I

wn

. Na rysunku 5 poka-

zano obliczone przebiegi prądu fazy A twornika I

s

, prądu wzbudzenia I

w

oraz napięcia

U

w

na zaciskach uzwojenia wzbudzenia, momentu elektromagnetycznego i prędkości

obrotowej podczas synchronizacji rozpoczętej dla kąta

δ

równego 0 stopni i prądu

wzbudzenia o wartości 2,5I

wn

. Duża wartość prądu wzbudzenia wywołuje pulsację

momentu elektromagnetycznego o dużej amplitudzie a tym samym duże przeciążenia
układu mechanicznego. Duże oscylacje prędkości (rys.5b) powodują zwiększenie
czasu ustalenia się procesów przejściowych i czasu synchronizacji. Uzyskanie tak
dużej wartości prądu forsującego wymaga również zwiększenia mocy urządzeń zasila-
jących obwód wzbudzenia.

Inną metodą, pozwalającą zwiększyć skuteczność procesu synchronizacji jest za-

stosowanie sterowania wartością prądu wzbudzenia. Celem regulacji prądu jest zmi-
nimalizowanie wartości momentu hamującego wytwarzanego przez silnik w zakresie
ujemnych wartości kąta

δ

od (-180) do 0 stopni oraz uzyskanie możliwie dużej warto-

ści momentu dynamicznego w zakresie dodatnich wartości kąta

δ

od 0 do 180 stopni.

254

t [s]

t [s]

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

b)

c)

a)

U

w

I

s

I

w

1000

750

500

250

0

250

500

750

-1000

M[kNm]

n[obr/min]

308

304

300

296

292

288

200

150

100

50

0

-50

-100

-150

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

t [s]

Rys. 4. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=0 stopni i prądu wzbudzenia o wartości

1,5I

wn

: a) prądy twornika I

s

, prąd wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwojenia

wzbudzenia U

w

, b) prędkość obrotowa, c) moment elektromagnetyczny

Fig. 4. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=0 deg, value excitation current 1,5I

wn

:

a) armature currents I

s

, excitation current I

w

, voltage on excitation winding terminals U

w

,

b) rotational speed, c) electromagnetic torque

255

t [s]

t [s]

5,5 6,5 7,5 8,5

9,5 10,5 11,5

b)

c)

a)

U

w

I

s

I

w

1000

750

500

250

0

250

500

750

-1000

M[kNm]

n[obr/min]

308

306

304

302

300

298

296

294

150

100

50

0

-50

-100

-150

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

t [s]

Rys. 5. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=0 stopni i prądu wzbudzenia o wartości

2,5I

wn

: a) prądy twornika I

s

, prąd wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwojenia

wzbudzenia U

w

, b) prędkość obrotowa, c) moment elektromagnetyczny

Fig. 5. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=0 deg, value excitation current 2,5I

wn

:

a) armature currents I

s

, excitation current I

w

, voltage on excitation winding terminals U

w

,

b) rotational speed, c) electromagnetic torque

256

Można to uzyskać np. przez impulsowanie napięcia stałego zasilającego obwód wzbu-
dzenia w odpowiednio dobranych chwilach czasowych. Wyniki obliczeń charaktery-
styk podczas procesu synchronizacji badanego silnika z regulacją prądu wzbudzenia
pokazano na rysunku 7. Moment obciążenia przyjęto równy 0,6M

n

a proces synchro-

nizacji zainicjowano dla wartości kąta

δ

równej 0 stopni. W przedstawionych oblicze-

niach jako chwilę wyłączenia napięcia wzbudzenia przyjęto wartość kąta

δ

równą 90

stopni, a ponowne załączenie tego napięcia następowało dla wartości kąta

δ

równej (-

90) stopni (rys. 7a). Przyjęty algorytm sterowania prądem wzbudzenia pozwolił zmi-
nimalizować wartość momentu hamującego i zapewnić skuteczną synchronizację dla
znamionowego prądu wzbudzenia. Sterowanie prądem przez impulsowanie napięcia
stałego zasilającego obwód wzbudzenia pozwala na skuteczną synchronizację silnika
obciążonego momentem większym o 20% w porównaniu z forsowaniem prądu wzbu-
dzenia 1,5I

wn

. Przeprowadzone obliczenia wykazały, że najkorzystniejszym algoryt-

mem sterowania jest wyłączenie napięcia wzbudzenia dla wartości kąta

δ

równej 160

stopni i ponowne załączenie dla wartości równej (-75) stopni.

Prąd wzbudzenia podczas procesu synchronizacji może być sterowany łączni-

kiem tranzystorowym umożliwiającym zmianę polaryzacji napięcia stałego zasilające-
go obwód wzbudzenia [4]. Pozwala to na określoną zmianę kierunku prądu płynącego
w uzwojeniu wzbudzenia dla odpowiednio dobranej chwili czasowej, a przez to
zmniejsza moment hamujący w czasie tego procesu. Schemat układu wzbudzenia z
układem zmiany polaryzacji, popularnie zwanym układem „H”, oraz kondensatorem
ochronnym pokazano na rysunku 6.

Na rysunku 8 przedstawiono wyniki obliczeń procesu synchronizacji badanego sil-

nika z układem zmiany polaryzacji. Moment obciążenia przyjęto równy 0,6M

n

a pro-

ces synchronizacji został rozpoczęty dla wartości kąta

δ

równej 0 stopni. W przedsta-

wionych obliczeniach jako chwilę zmiany polaryzacji napięcia wzbudzenia przyjęto
wartość kąta

δ

równą 90 stopni, a ponowna zmiana polaryzacji tego napięcia następo-

wała dla wartości kąta

δ

równej (-90) stopni. Załączenie ujemnej wartości napięcia

wzbudzenia w chwili, gdy kąt

δ

osiąga wartość 90 stopni pozwala przeforsować do-

datnią wartość prądu płynącego w uzwojeniu wzbudzenia i wymusić przeciwny kieru-
nek jego przepływu (rys.8a). Powoduje to powstanie momentu dynamicznego o do-
datniej wartości i wzrost prędkości wirowania w zakresie ujemnych wartości kąta

δ

od

(-180) do 0 stopni (rys.8b). Ponowna zmiana polaryzacji napięcia wzbudzenia w chwi-
li, gdy kąt

δ

osiąga wartość (-90) stopni pozwala zminimalizować wpływ momentu

hamującego i wymusić przeciwny kierunek przepływu prądu w uzwojeniu wzbudze-
nia w zakresie dodatnich wartości kąta

δ

od 0 do 180 stopni. Wartość momentu hamu-

jącego powstającego w okresie przejściowym, podczas zmiany kierunku prądu, nie
powoduje znaczącego zmniejszenia prędkości wirowania (rys.8b). Dzięki temu pod-
czas kolejnej współfazowości pola stojana i wirnika poślizg silnika ma znacznie
mniejszą wartość niż w początkowym etapie procesu synchronizacji. Powala to na

257

osiągnięcie przez silnik prędkości synchronicznej i skuteczną synchronizację (rys.8a).
Podczas ciężkich rozruchów opisana zmiana kierunku prądu wzbudzenia musi nastę-
pować kilkukrotnie zanim silnik zostanie wciągnięty w synchronizm. Sterowanie war-
tością prądu wzbudzenia przez zastosowanie łącznika tranzystorowego umożliwiają-
cego zmianę polaryzacji napięcia stałego zasilającego obwód wzbudzenia powala na
synchronizację silnika obciążonego momentem o wartości o 30% większej niż przy
forsowaniu prądem 1,5I

wn

. Czas trwania procesu jest znacznie krótszy niż podczas

regulacji prądu przez impulsowanie napięcia stałego. Przeprowadzone obliczenia wy-
kazały, że najkorzystniejszym algorytmem sterowania, dla rozpatrywanego silnika
dwubiegowego, jest zmiana kierunku prądu wzbudzenia dla wartości kąta

δ

równej

125 oraz (-55) stopni. Wybór odpowiedniej chwili zmiany polaryzacji napięcia zasila-
jącego zależy od wartości stałej czasowej obwodu wzbudzenia.

IGBT1

IGBT2

IGBT3

IGBT4

D1

D2

D3

D4

L1

Lcz

R0

L2

Lcz'

R0'

T1

T4

T2

T5

T3

T6

Va

Vb

Vc

TU£S

K1

C

Rys. 6. Schemat uzwojenia wzbudzenia wraz z łącznikiem tranzystorowym pracującym w układzie ”H” i

kondensatorem ochronnym

Fig.6. Schema of excitation winding with transistor switch in “H” circuit and with protective capacitor

258

t [s]

t [s]

5,5 6,5 7,5 8,5

9,5 10,5 11,5 12,5 13

b)

c)

a)

U

w

I

s

I

w

1000

750

500

250

0

250

500

750

-1000

M[kNm]

n[obr/min]

308

306

304

302

300

298

296

294

150

100

50

0

-50

-100

-150

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5 12,5 13

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5 12,5 13

t [s]

Rys. 7. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=0 stopni, regulacja prądu przez okresowe

wyłączenie napięcia wzbudzenia: a) prądy twornika I

s

, prąd wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwo-

jenia wzbudzenia U

w

, b) prędkość obrotowa, c) moment elektromagnetyczny

Fig. 7. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=0 deg, current control by periodic switch

off excitation voltage: a) armature currents I

s

, excitation current I

w

, voltage on excitation winding termi-

nals U

w

, b) rotational speed, c) electromagnetic torque

259

t [s]

t [s]

5,5 6,5 7,5 8,5

9,5 10,5 11,5

b)

c)

a)

U

w

I

s

I

w

1000

750

500

250

0

250

500

750

-1000

M[kNm]

n[obr/min]

308

306

304

302

300

298

296

294

150

100

50

0

-50

-100

-150

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

5,5 6,5 7,5 8,5 9,5 10,5 11,5

t [s]

Rys. 8. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=0 stopni, regulacja prądu przez zmianę

polaryzacji napięcia wzbudzenia: a) prądy twornika I

s

, prąd wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwo-

jenia wzbudzenia U

w

, b) prędkość obrotowa, c) moment elektromagnetyczny

Fig. 8. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=0 deg, current control by change polariza-

tion excitation voltage: a) armature currents I

s

, excitation current I

w

, voltage on excitation winding termi-

nals U

w

, b) rotational speed, c) electromagnetic torque

260

W chwili zmiany polaryzacji napięcia stałego zasilającego obwód wzbudzenia

mogą powstawać przepięcia, w wyniku których może nastąpić uszkodzenie izolacji
uzwojenia. W celu ochrony przepięciowej konieczne jest zastosowanie kondensatora
ochronnego [5]. Na rysunkach 9 i 10 pokazano fragmenty przebiegów prądu wzbu-
dzenia I

w

oraz napięcia U

w

na zaciskach uzwojenia wzbudzenia w chwili zmiany pola-

ryzacji napięcia zasilającego podczas procesów synchronizacji dla przyjętych pojem-
ności kondensatora ochronnego 1 mF i 10 mF. Zastosowanie kondensatora
ochronnego nie wpływa w sposób istotny na przebieg procesu synchronizacji, a czas
ładowania kondensatora jest zacznie krótszy od stałej czasowej obwodu wzbudzenia.

U

w

I

w

300

200

100

0

-100

-200

-300

5,5 5,9 6,3 6,7 7,1 7,5 7,9

t [s]

Rys. 9. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=0 stopni i kondensatora ochronnego o po-

jemności 1 mF: prąd wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwojenia wzbudzenia U

w

Fig. 9. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=0 deg with protective capacitor of 1mF:

excitation current I

w

, voltage on excitation winding terminals U

w

261

U

w

I

w

300

200

100

0

-100

-200

-300

5,5 5,9 6,3 6,7 7,1 7,5 7,9

t [s]

Rys.10. Przebieg synchronizacji silnika rozpoczętej dla kąta

δ

=0 stopni i kondensatora ochronnego o

pojemności 10 mF: prąd wzbudzenia I

w

, napięcie na zaciskach uzwojenia wzbudzenia U

w

Fig. 10. Motor synchronization in the moment when the agle

δ

=0 deg with protective capacitor of

10 mF: excitation current I

w

, voltage on excitation winding terminals U

w

4. WNIOSKI

Na podstawie wyników obliczeń polowo-obwodowych dwubiegowego silnika syn-

chronicznego można stwierdzić, że sterowanie wartością i kierunkiem prądu wzbu-
dzenia podczas procesu synchronizacji umożliwia:

− wytworzenie dodatniego momentu dynamicznego zarówno w zakresie dodat-

nich jak i ujemnych wartości kąta

δ

,

− zwiększenie skuteczności tego procesu: szczególnie istotne dla dużej wartości

momentu obciążenia silnika,

− znaczne skrócenie czasu tego procesu,
− zmniejszenie pulsacji momentu elektromagnetycznego a tym samym zminima-

lizowanie udarów mechanicznych na wale układu napędowego,

− zmniejszenie mocy urządzeń zainstalowanych w obwodzie zasilającym uzwoje-

nie wzbudzenia silnika.

262

LITERATURA

[1] ANTAL L., ZAWILAK J., Moment dwubiegowego silnika synchronicznego o przełączalnych uzwo-

jeniach twornika i magneśnicy, SME 2003, Gdańsk

−Jurata, 9−11 czerwca, 2003, s. 161-164.

[2] ANTAL L., ZAWILAK J., Pole magnetyczne synchronicznego silnika jawnobiegunowego o dwóch

prędkościach obrotowych, Prace Nauk. IMiNE. PWr. nr 44, Studia i Mat. nr 19, 1996, s. 11-20.

[3] ANTAL L., ZAWILAK J., Wyniki badań dwubiegowego silnika synchronicznego, Masz. Elektr.

Zesz. Probl. BOBRME Komel, 2004, nr 68, s. 107

−112.

[4] SZKLARSKI L., ZARUDZKI J., Elektryczne maszyny wyciągowe, PWN, Warszawa-Kraków, 1998.
[5] BARLIK R.,NOWAK M.,

H

Technika

H

tyrystorowa, WNT, Warszawa, 1997.

[6] ZAWILAK J., Uzwojenia zmiennobiegunowe maszyn elektrycznych prądu przemiennego, Prace Na-

ukowe IMiNE. PWr. 1986.

[7] ZALAS P., ZAWILAK J.: Dwubiegowy silnik synchroniczny w ujęciu polowo-obwodowym, Prace

Nauk. IMiNE. PWr. nr 56, Studia i Materiały nr 23, 2003, s. 65-77.

[8] ZALAS P., ZAWILAK J.: Wybór chwili załączenia napięcia wzbudzenia podczas synchronizacji

silników synchronicznych, Masz. Elektr. Zesz. Probl. BOBRME Komel, 2005, nr 71, s. 59-64.

SYNCHRONIZATION PROCESS OF SYNCHRONOUS MOTORS BY CHANGE

DIRECTION OF EXCITATION CURRENT

The paper presents calculation results of synchronization process of two-speed synchronous motor

with switchable windings of armature and field magnet. It has been proved that the beginning instant of
excitation has quite great influence on dynamic states. The influence on control of excitation current
value on synchronization process has been investigated. The calculations based on field-current model for
motor type GAe1716/20t were performed. The results of calculations were presented as time curves of
state variables.