ELEMENTE GENERALE ALE SISTEMELOR DE ACŢIONARE ELECTRICĂ

ELEMENTE GENERALE ALE SISTEMELOR DE ACŢIONARE ELECTRICĂ 1.1. Structura sistemelor de acţionare electricã. Clasificãri. Performanţe 1.1.1. Structura sistemelor de acţionare electricã Acţionarea electricã reprezintă operaţia prin care se efectuează comenzi asupra regimurilor de funcţionare a maşinilor de lucru: mecanisme, dispozitive mecanice, pneumatice, hidraulice etc., cu ajutorul energiei electrice. Acţionarea electricã prezintã, în raport cu celelalte acţionãri - pneumatice, hidraulice etc. - o serie de avantaje, ca: - uşurinţa alimentãrii cu energie electricã; - o gamã largã de viteze fãrã utilizarea unor reductoare speciale; - reglaje fine, în limite largi a turaţiei motoarelor, realizate la intervale scurte; - pornirea, oprirea şi inversarea sensului de rotaţie, realizate simplu, rapid, uşor; - randament relativ mare; - adaptare la comenzi automatizate şi automatizãri complexe; - întreţinere şi reparaţii uşoare, puţin costisitoare etc. Toate aceste calitãţi fac ca acţionarea electricã sã fie preferatã în majoritatea proceselor industriale, fiind adaptatã celor mai variate condiţii cerute proceselor tehnologice. Acţionarea electricã se realizeazã prin sisteme de acţionare electricã (S.A.E.), formate dintr-un ansamblu de dispozitive care transformã energia electricã în energie de mişcare şi controleazã pe cale electricã energia astfel obţinutã. Schema de principiu a unui sistem de acţionare electricã se prezintã în figura 1.1. Maşina de lucru (M.L.) executã anumite operaţii dintr-un proces tehnologic. Motorul electric realizeazã transformarea energiei electrice în energie mecanicã necesarã antrenãrii (acţionãrii) M.L. Deci, în cadrul S.A.E. motorul electric este un convertor electromecanic. Transmisia T (de exemplu un reductor cu roţi dinţate în fig. 1.1.) realizeazã legãtura mecanicã dintre motorul electric M şi M.L., cu rolul de a schimba parametrii puterii mecanice (vitezã unghiularã – cuplu) transferate maşinii de lucru. Elementul de execuţie (E.E.) are drept scop alimentarea cu energie electricã a motorului corespunzãtor unui algoritm de funcţionare a M.L. Algoritmul de funcţionare reprezintã totalitatea cerinţelor ce trebuie îndeplinite de M.L. pentru ca aceasta sã asigure realizarea corectã a procesului tehnologic. Dispozitivul de comandã D.C. asigurã comanda E.E. dupã un program corespunzãtor algoritmului de funcţionare impus M.L. Elementul de execuţie constã dintr-un convertizor de energie electricã şi aparatura pentru comutarea curentului în circuitele motorului electric.

1 PDF created with pdfFactory Pro trial version www.pdffactory.com

Fig. 1.1. M- motorul electric de acţionare; D.C.-dispozitiv de comandã electricã; M.L.- maşina de lucru; T- mecanismele de transmitere a energiei mecanice, care formeazã lanţul cinematic al acţionãrii (lanţuri, curele arbori, roţi dinţate etc.) E.E. – element de execuţie

Convertizorul de energie electricã poate fi realizat cu maşini electrice rotative sau cu dispozitive de comutaţie staticã. Rolul convertizorului de energie electricã este de a transforma parametrii energiei electrice ai reţelei de alimentare în parametrii electrici necesari alimentãrii motorului electric. Funcţie de necesitate aceşti parametri de la ieşirea convertizorului sunt reglabili (tensiunea, frecvenţa) sau stabilizaţi (stabilizarea tensiunii, curentului prin indusul motoarelor de c.c., frecvenţa). Se observã cã în ansamblu un S.A.E. are rolul de a realiza un flux de energie de la reţeaua electricã prin E.E., motor, transmisie, M.L. la procesul tehnologic şi un flux de comenzi conform cerinţelor procesului tehnologic. Deci S.A.E. cuprinde convertorul de energie electricã (dacã existã), aparatura de comandã pentru comutarea curentului în circuitele motorului electric, dispozitive pentru controlul vitezei, cursei sau altor parametri ai M.L., elementele de protecţie a aparaturii electrice şi a M.L., acestea acţionând în cele din urmã asupra dispozitivului de deconectare a motorului de la reţea. Toate circuitele electrice ale unui S.A.E. pot fi împãrţite în patru grupe: 1. Circuitul principal (de forţã) strãbãtut de fluxul principal de energie al S.A.E. Altfel zis, este vorba de circuitul cuprins între reţeaua de alimentare şi motorul electric. În acest circuit se gãsesc şi releele de protecţie prin intermediul cãrora se controleazã diferiţii parametri ai motorului electric. 2. Circuitul de excitaţie parcurs de curentul de excitaţie al maşinilor electrice de c.c. sau maşinilor sincrone, precum şi curentul din circuitele bobinelor electromagneţilor frânelor electromagnetice. 3. Circuitul de comandã prin care se realizeazã transmiterea comenzilor de la dispozitivele de comandã şi control (butoane, controler etc.) la aparatele (dispozitivele) de comutaţie şi reglaj din cicuitele principal şi de excitaţie. 4. Circuite de semnalizare care transmit operatorului sau dispozitivului de înregistrare central informaţii despre starea circuitelor principal, de excitaţie şi comandã sau valorilor unor parametri importanţi ai motorului electric şi mecanismului de lucru. Dupã numãrul maşinilor de lucru deservite de un motor sau dupã numãrul de motoare ce deservesc un agregat, acţionãrile electrice se împart în:


- sisteme de acţionare electricã complexă, când un motor electric acţioneazã cu ajutorul unuia sau mai multor organe de transmisie mai multe maşini de lucru. În prezent se întâlnesc mai rar,deoarece au randamente mecanice scãzute, (transmisia în general prin curele, cu pierderi mari de energie); - sisteme de acţionare individualã, în care motorul electric acţioneazã o singurã maşinã de lucru, cuplată la arborele M.L. direct sau prin transmisii mecanice; - sisteme de acţionare multiplã, în care maşina de lucru este acţionatã de mai multe motoare electrice, cuplate mecanic prin cuplaj rigid, diferenţial sau cu fricţiune, ori cuplate electric. Dacã între motoarele electrice nu existã legãturi de interblocare, S.A.E. se numeşte independent, iar dacã mişcãrile motoarelor se aflã într-o legãturã determinatã, realizatã mecanic sau electric, S.A.E. se numeşte dependent. 1.1.2. Clasificarea S.A.E. Principial distingem douã tipuri de S.A.E.: a. sisteme de acţionare automatizatã cu reglare continuã prin intermediul legãturii inverse principale, care controleazã (mãsoarã continuu) parametrul reglãrii. Sistemele automate cu circuit închis fac obiectul disciplinei Automaticã; b. sistemele de acţionare cu comandã manualã sau dupã program fãrã legãturã inversã principalã.Acestea fac parte din categoria sistemelor automate cu circuit deschis.

1.1.3. Performanţele S.A.E. în regim staţioanar 1. Gama de reglare a vitezei Gr, definitã ca raportul dintre viteza maximã nmax şi viteza minimã nmin ce se pot obţine prin metoda de reglare adoptatã: Gr = nmax/nmin Considerându-se viteza minimã ca vitezã de bazã (de referinţã), care se ia egalã cu 1, indicele de reglare se exprimã sub forma unor rapoarte de forma: 2:1; 3:1; 5:1; etc. 2. Fineţea staticã a reglãrii vitezei Fr - este definitã ca raportul dintre vitezele stabile pe douã trepte de reglare vecine. Astfel, dacã ni şi ni+1 sunt vitezele stabile pe douã trepte de reglare vecine, obţinute pentru un acelaşi cuplu de sarcinã pe arborele motorului, parametrul ce defineşte fineţea reglãrii este dat de raportul: n Fr = i ni +1 Cu cât raportul are valoarea mai apropiatã de 1, cu atât reglarea de vitezã este mai finã. Atunci când Fr = 2 sau 3 se spune cã reglarea vitezei se face în trepte.


3. Sensul reglãrii - indicã dacã viteza ce se obţine pe o anumitã caracteristicã de reglare este mai mare sau mai micã decât viteza corespunzãtoare aceluiaşi cuplu la arborele motorului pe caracteristica mecanicã naturalã. Reglarea vitezei poate fi în sens crescãtor (viteza de pe caracteristica de reglare este mai mare decât viteza corespunzãtoare aceluiaşi cuplu pe caracteristica mecanicã naturalã) sau descrescãtor (viteza pe caracteristica de reglare este mai micã decât cea corespunzãtoare, pentru acelaşi cuplu, de pe caracteristica mecanicã naturalã). 4. Precizia reglãrii - indicã abaterile relative de vitezã, maxime şi minime prin adoptarea unei anumite metode de reglare. Astfel, dacã viteza unui motor electric este reglabilã, prin aplicarea unei anumite metode, de la viteza n1 la viteza n2, iar abaterile de la aceste viteze sunt ∆n1 şi respectiv ∆n2 atunci se apreciazã cã prin metoda de reglare respectivã se poate obţine o precizie: ∆n1 100 - în cazul reglãrii la vitezã minimã; pr1% = n1 ∆n2 100 - în cazul reglãrii la vitezã maximã. pr1% = n2 5. Stabilitatea staticã a reglãrii vitezei S.A.E. - este datã de rigiditatea caracteristicii sale mecanice pe care se obţine viteza doritã pentru un anumit cuplu pe arborele motorului. Cu cât caracteristica de reglare este mai rigidã, cu atât stabilitatea staticã a reglãrii este mai bunã, motorul funcţionând mai stabil (îşi menţine turaţia aproximativ constantã la modificarea cuplului de sarcinã la axul sãu). Într-adevãr, considerându-se douã caracteristici mecanice artificiale ale unui motor de curent continuu cu excitaţie derivaţie, corespunzãtoare la douã rezistenţe diferite R1 < R2 din circuitul indusului, se observã cã la un cuplu pe ax, egal cu MA, turaţiile ce se obţin la funcţionarea pe cele douã caracteristici mecanice sunt n1 respectiv n2. Dacã cuplul pe axul motorului creşte de la MA la MB, turaţiile corespunzãtoare pe cele douã caracteristici mecanice scad de la n1 la n1′ şi respectiv de la n2 la n2′ .


Fig. 1.2.

Se observã cã pentru aceeaşi variaţie a cuplului pe axul motorului: n1 - n1′ < n2 − n2′ cu alte cuvinte, pentru o aceeaşi variaţie a cuplului motorului, pe caracteristica mecanicã mai rigidã 1, corespunde o variaţie a turaţiei mai micã, iar pe caracteristica mecanicã mai moale 2, corespunde o variaţie a turaţiei mai mare (fig. 1.2.). Rezultã deci cã funcţionarea motorului pe caracteristica mecanicã mai rigidã este mai stabilã. Stabilitatea staticã a reglãrii turaţiei este cu atât mai bunã cu cât caracteristica de reglare este mai rigidã. Aspectele legate de stabilitatea dinamicã a vitezei nu fac obiectul prezentului curs, ele fiind dezvoltate în cadrul cursului de automaticã. 1.1.4. Performanţele S.A.E. în regim dinamic 1. Rapiditatea S.A.E. care se apreciazã dupã constanta de timp electromecanicã nominalã datã de expresia: JΩ n TM = Mn unde: J – momentul de inerţie total redus la axul motorului electric; Ωn – viteza unghiularã nominalã; Mn – cuplul rezistent de sarcinã. Cu cât este mai mic momentul de inerţie J şi mai mare cuplul dezvoltat de motorul electric cu atât este mai mare rapiditatea S.A.E. şi deci mai scurte regimurile tranzitorii de pornire şi frânare a sistemului. 2. Valoarea puterii de pornire în procente din cea nominalã.


Acest parametru, în multe cazuri, este determinant în alegerea puterii C.E.N. Realizarea şi funcţionarea optimã a unui S.A.E. presupune în primul rând cunoaşterea cât mai exactã a procesului tehnologic şi a maşinii de lucru folosite, funcţie de care se va alege (sau calcula şi construi) motorul electric, elementul de execuţie şi elementul de transmisie, avându-se în vedere asigurarea unui cost cât mai redus şi a unei fiabilitãţi mari în funcţionare. De aici rezultã importanţa cunoaşterii performanţelor dorite în regim staţionar şi dinamic. 1.2. Cinematica şi dinamica S.A.E. Ecuaţia fundamentalã a mişcării. Raportarea mişcării de translaţie şi rotaţie la arborele motorului electric de acţionare 1.2.1. Cinematica şi dinamica S.A.E. O acţionare electromecanicã poate fi reprezentatã schematic ca în figura 1.3.

Fig. 1.3. M - motorul de acţionare; V - concretizeazã sub formã de volant masele în mişcare; M.L. - maşina de lucru

Elementul iniţial într-o acţionare electromecanicã este maşina de lucru M.L. care reclamã un cuplu constant sau variabil, la o vitezã constantã sau variabilã în timp. Funcţionarea unei acţionãri se caracterizeazã de obicei, prin curbele de variaţie în timp a acceleraţiei a, a vitezei v sau turaţiei n, a curentului absorbit de motorul electric de acţionare I, a cuplului M sau a puterii P. În cursul funcţionãrii unei instalaţii apar în general douã regimuri: staţionar şi tranzitoriu. În cazul acţionãrilor electromecanice, funcţionarea poate fi consideratã staţionarã sau tranzitorie în raport cu oricare din mãrimile: a, v, n, I, M, P, dar de cele mai multe ori se ia ca referinţă turaţia n şi curentul I sau cuplul M. Urmãrind funcţionarea unei acţionãri electromecanice se constatã cã maşina de lucru dezvoltã la arborele motorului un cuplu static rezistent MS. Pentru învingerea acestuia, motorul de acţionare trebuie sã producã un cuplu motor M. Cât timp cele douã cupluri sunt egale şi de semn contrar, are loc funcţionarea staţionarã a instalaţiei. Îndatã ce se produce, dintr-un motiv oarecare, modificarea unuia dintre cele douã cupluri sau a ambelor, dar cu valori diferite, rezultã schimbarea


regimului de funcţionare pânã la restabilirea noului echilibru între ele. În acest interval de timp, are loc variaţia turaţiei. În timpul fenomenului tranzitoriu de trecere de la o funcţionare staţionarã, cu o anumitã turaţie, la noul regim, caracterizat prin altã turaţie, se produce modificarea energiei cinetice a întregului sistem de mase în mişcare. Aprecierea cantitativã a fenomenelor energetice condiţionate de acţionarea maselor în mişcare se obţine cu ajutorul ecuaţiei fundamentale a mişcării. 1.2.2. Ecuaţia fundamentalã a mişcării Notând cu WC energia cineticã a maselor în mişcare de rotaţie raportate la arborele motorului, variaţia ei în unitatea de timp: dWc Pd = , (1.1) dt reprezintã aşa numita putere dinamicã. Ţinând cont cã: 1 WC = JΩ 2 , 2 în care: J - momentul de inerţie al maselor în mişcare de rotaţie; Ω - viteza unghiularã, rezultã: d 1 dΩ  1  dΩ  . Pd =  JΩ 2  = J  (1.2) 2Ω = JΩ dt  2 dt  2  dt  Observaţie: În cele mai multe cazuri J = ct. Cunoscând puterea dinamicã se poate afla cuplul dinamic: P dΩ (1.3) Md = d = J . Ω dt Cuplul dinamic apare ca urmare a diferenţei dintre cuplul motor M şi cuplul static rezistent, putându-se scrie ecuaţia: dΩ (1.4) M - M S = Md = J . dt Ecuaţia (1.4) poartã numele de ecuaţia fundamentalã a mişcării. Deoarece în cataloagele fabricilor constructoare de maşini electrice se dau momentul de volant (giraţie), GD2 (nu momentul de inerţie), turaţia maşinii n în rot/min (nu Ω în rad/s), ecuaţia mişcării se va exprima sub altã formã: GD 2 , J= 4g unde: G - greutatea maselor aflate în rotaţie; D - diametrul de giraţie; g - acceleraţia gravitaţionalã.


Ω=

2πn dΩ 2π dn = ; ⋅ . 60 dt 60 dt

Rezultã: dΩ GD 2 2π dn GD 2 dn = ⋅ ⋅ = ⋅ . dt 4 g 60 dt 375 dt Observaţie: J (N. m. s2) GD2 (N.m2) Md = J

(1.5)

deci: GD 2 dn (1.6) ⋅ . 375 dt Din analiza ecuaţiei mişcării rezultã urmãtoarele: - existenţa lui Md se datorează cuplurilor M şi MS; - pentru M > MS rezultã dn/dt > 0, adicã are loc o accelerare a acţionãrii; - pentru M < MS rezultã dn/dt < 0, adicã are loc o încetinire a acţionãrii. Încetinirea se poate produce şi la o valoare negativã a cuplului dezvoltat de dn = 0 (n=ct.), maşina de acţionare, ca în cazul frânãrii. Când M = MS, rezultã dt adicã se stabileşte funcţionarea staţionarã a acţionãrii. În ecuaţia mişcãrii cuplurile M şi MS se considerã pozitive când sunt dirijate în sensul rotaţiei (accelerează mişcarea) şi negative în sens contrar. Cuplul static rezistent produs la arborele maşinii de lucru are douã componente: una corespunzãtoare frecãrilor şi cealaltã lucrului mecanic util cerut de procesul tehnologic. Cuplurile statice rezistente se împart în: M − MS =

a. cupluri reactive: datorate deformãrii permanente a corpurilor (compresiune, tãiere etc.). Din aceastã categorie fac parte şi cuplurile de frecare. Sunt dirijate în sens opus sensului de mişcare, având în toate cazurile semnul negativ; b. cupluri oscilante sau potenţiale: datorate câmpului gravitaţional şi deformãrii elastice a corpurilor. Aceste cupluri pot fi negative (ex.: la comprimarea unui resort; ridicarea unei greutãţi), respectiv pozitive în sensul mişcării (destinderea resortului, coborârea greutãţii). Ele au deci un caracter oscilant şi permit recuperarea parţialã a energiei. Cuplul dinamic apare numai în regimurile tranzitorii, când modificarea cuplului M sau MS atrage dupã sine variaţia turaţiei. ţinând seama cã maşina electricã de acţionare poate funcţiona atât ca motor cât şi ca generator sau frânã, rezultã pentru ecuaţia mişcării urmãtoarea formã generalã: GD 2 dn (1.7) ⋅ . 375 dt Observaţie: - folosind datele de catalog în uz, cuplul la arborele motorului se calculeazã cu expresia: ± M ± MS =


10 3 P 10 3 P P = = 9550 [Nm ] , n Ω n 2π 60 unde: P - puterea la arborele motorului [kw]; n - turaţia motorului [rot/min]. Ori de câte ori se modificã cuplul motor M sau cuplul static rezistent MS, punctul de funcţionare al maşinii se deplaseazã, modificându-se turaţia astfel încât sã rezulte un nou regim staţionar, în care M = MS. În cazul modificãrii cuplului static rezistent de la valoarea MS1 la MS2,…, MS4, punctul de funcţionare se deplaseazã pe caracteristica mecanicã a motorului din A în B...D (fig. 1.4.). M=

Fig. 1.4.

Fig. 1.5.

Dacã se modificã caracteristicile mecanice ale motorului (exemplu: modificarea tensiunii de alimentare, a frecvenţei etc.) de la M1 (n) la M2 (n), …, M4(n), turaţia se modificã de la n1 , K, n4 , punctul de funcţionare se va deplasa din A în A ′ apoi din B în B ′ şi aşa mai departe, prin decelerãri succesive (fig. 1.5.). 1.2.3. Raportarea mişcãrii de translaţie şi de rotaţie la arborele motorului electric de acţionare 1.2.3.1. Raportarea cuplurilor statice la viteza axului motorului electric În sistemele cu scheme cinematice complicate, asupra axelor intermediare care se rotesc cu viteze unghiulare diferite, acţioneazã cupluri de valori diferite. Cuplul la axul M.L. poate depãşi substanţial valoarea cuplului la axul motorului electric, fapt ce explicã vitezele reduse la axul M.L. Pentru alegerea motorului electric este necesar sã reducem cuplul static rezistent creat de M.L. la arborele (la turaţia) motorului electric.


Fig. 1.6.

Aceastã raportare (echivalare) pentru sistemul de acţionare al vinciului de încãrcare-descãrcare prezentat în figura 1.6 se face pentru situaţiile când maşina electricã funcţioneazã în regim de motor (ridicarea coţadei de marfã), respectiv în regim de generator (coborârea coţadei de marfã). În primul caz, transmisia puterii se face de la motor la M.L., iar în al doilea caz de la M.L. la motor. În aceastã figurã MSr reprezintã cuplul rezistent static raportat la viteza arborelui motorului (care este un cuplu fictiv), ce asigurã la axul motorului o putere egalã cu puterea dezvoltatã de cuplul rezistent static MS ce acţioneazã pe arborele M.L. În situaţia ridicării coţadei de marfã, în regim permanent, puterea P dezvoltatã de motorul electric trebuie sã fie egalã cu puterea cerutã de M.L. (PST) la care se adunã pierderile de putere din transmisia cinematicã, caracterizate de randamentul η1 al reductorului: P P = ST (1.8) η1 Dacã motorul dezvoltã cuplul M la viteza unghiularã Ω 1 a axului sãu, iar la axul M.L. avem cuplul MS şi viteza unghiularã Ω 4 putem scrie: M ⋅ Ω4 MΩ1 = S η1 de unde: M ⋅ Ω4 M M = S = S (1.9) η1 ⋅ Ω1 η1 ⋅ i Ω unde: i = 1 este raportul de transmisie al reductorului. Ω4 Cum S.A.E. funcţioneazã în regim permanent M = MSr, adicã Ω 1= ct., putem considera cã asupra axului motorului acţioneazã nemijlocit cuplul rezistent static raportat (echivalent): M M Sr = S (1.10) η1 ⋅ i M → ML


Pentru cazul considerat, când cuplul MS este creat de ridicarea coţadei de marfã: G ⋅ DT (1.11) [Nm] MS = 2 unde G - greutatea coţadei de marfã, iar DT diametrul tamburului. Introducând relaţia (1.11) în (1.10) se obţine: GDT (1.12) [Nm ] 2η1 ⋅ i M → ML Dupã cum reiese din (1.12), sarcina motorului electric depinde în mare mãsurã de pierderile din mecanismul de transmisie. Pierderile care au loc în mecanismul de transmisie caracterizate prin randamentul sãu pot fi: a. pierderi constante sau pierderi la mersul în gol, nedepinzând de încãrcarea mecanismului; b. pierderi variabile, determinate de gradul de încãrcare a mecanismului. Rezultã cã pierderile din mecanismul de transmisie se modificã în funcţie de încărcarea mecanismului şi deci randamentul sãu nu rămâne constant. Randamentul este cu atât mai mic cu cât încărcarea mecanismului este mai micã, deoarece cu micşorarea sarcinii se vor micşora numai pierderile variabile, iar cele constante rămân nemodificate. Când mecanismul de transmisie funcţioneazã în gol, pierderile variabile sunt egale cu zero, iar lucrul mecanic dezvoltat de motorul electric se va consuma numai pentru acoperirea pierderilor constante din mecanism. Raportul dintre sarcina curentã Gx şi sarcina nominalã Gn a mecanismului de lucru se numeşte coeficient de încãrcare şi se noteazã cu β. În cazul analizat: β = Gx/Gn. Dacã se cunoaşte randamentul nominal η n al mecanismului de transmisie şi coeficientul de încãrcare β putem determina randamentul real al mecanismului de transmisie, corespunzãtor sarcinii respective, utilizând relaţia:[66] ηn (1.13) ηx = 1  1 + 0,1η n  − 1 β  M Sr =

unde ηx este randamentul mecanismului de transmisie corespunzãtor sarcinii reale. Randamentul mecanismului de transmisie, când acesta funcţioneazã la sarcinã diferitã de cea nominalã, mai poate fi determinat cu ajutorul curbelor experimentale. În figura 1.7 se prezintã aceste curbe pentru cazul mecanismelor de transmisie cu roţi dinţate.[66] În situaţia când maşina electricã funcţioneazã în regim de generator, cuplul motor este creat de greutatea care coboarã, iar cuplul maşinii electrice şi cuplul de frecãri vor forma cuplul de frânare a mişcãrii. Dacã şi în acest caz pierderile prin frecare vor fi luate în consideraţie prin randamentul reductorului, atunci cuplul de sarcinã raportat la axul maşinii electrice va fi:


MS η2 (1.14) i M ← ML unde η2 este randamentul de transmisie la coborârea sarcinii. În acest caz, evident, puterea la arborele M.L. este mai mare decât aceea de pe arborele motorului acoperind şi pierderile din mecanismul de transmisie. Se ştie din teoria organelor de maşini: M Sr =

Fig.1.7

η2 = 2 −

1 , η1

(1.15)

şi deci: G ⋅ DT  1  (1.16)  2 −  . 2i η M ← ML 1   Din analiza relaţiei (1.16) rezultã cã este posibilã coborârea cu frânare numai dacã η1 > 0,5 (cazul vinciurilor de încãrcare-descãrcare). Pentru cazul când se folosesc transmisii cu autofrânare melc-roatã melcatã sau cu şurub, care au η1 < 0,5 , coborârea sarcinii cu frânare nu este posibilã. Pentru η1 < 0,5 rezultatul calculului dupã relaţia (1.16) este negativ, ceea ce aratã cã sensul cuplului este opus celui adoptat iniţial, adicã acest caz obligã sã adoptãm coborârea în forţã a coţadei de marfã. M Sr =

1.2.3.2. Raportarea momentelor de inerţie şi a maselor în mişcare de translaţie la axul motorului electric La alegerea motorului electric de acţionare se va ţine seama şi de cuplul dinamic care trebuie asigurat pentru a imprima maselor în mişcare acceleraţia doritã. Pentru aceasta e necesar sã se substituie maselor reale cu mişcare de rotaţie şi (sau) translaţie, mase fictive cu mişcare de rotaţie, cu efect identic, raportate la axul motorului. Raportarea se face pe baza echivalãrii energiei cinetice a maselor în mişcare. La mãrirea vitezei mecanismului, energia cineticã a elementelor sale componente creşte datoritã energiei suplimentare dezvoltate de motor, iar la micşorarea vitezei energia cineticã acumulatã în elementele în mişcare ale mecanismului se consumã prin frecare, sau frânare mecanicã (frâne cu bandã, cu saboţi etc.), sau este recuperatã sursei de energie electricã (frânare cu recuperare de energie electricã în reţea). Pentru învingerea inerţiei elementelor în mişcare ale mecanismelor trebuie consumatã energie:


a. în cazul mişcării de rotaţie: Wr = J

Ω2 . 2

(1.17)

v2 , 2

(1.18)

b. în cazul mişcării de translaţie:

Wt = m

unde J (N.m.s2) este momentul de inerţie al corpului în mişcare de rotaţie, m (kg) este masa corpului, Ω (rad/s) viteza unghiularã şi v(m/s) este viteza liniarã a corpului în mişcare de translaţie. Cum mecanismele conţin mai multe elemente dintre care unele executã mişcãri de rotaţie, iar altele mişcări de translaţie, energia totalã este egalã cu suma energiilor cinetice ale fiecãrui element în mişcare. Aplicând cele de mai sus pentru sistemul de acţionare din figura 1.6, putem scrie: Ω2 Ω2 Ω2 Ω2 Ω2 v2 (1.19) J e 1 = J1 1 + J 2 2 + J 3 3 + J 4 4 + m , 2 2 2 2 2 2 unde Je este momentul de inerţie redus la axul motorului electric. Ω12 Împãrţind relaţia (1.19) cu obţinem momentul de inerţie al tuturor maselor 2 în mişcare, redus la axul motorului electric: 2

2

2

Ω  Ω  Ω  v2 (1.20) J e = J 1 + J 2  2  + J 3  3  + J 4  4  + m 2 . Ω Ω Ω Ω1  1  1  1 Dar raportul dintre viteza unghiularã a axului motorului electric şi viteza unghiularã a oricãrui ax intermediar este tocmai coeficeintul de transmisie dintre motorul electric şi axul intermediar considerat: Ω iK = 1 , ΩK unde ΩK este viteza unghiularã corespunzãtoare axului intermediar de rangul k, iar ik este coeficientul de transmisie dintre motorul electric şi axul de rangul k. Putem scrie: 1 1 1 v2 (1.21) J e = J1 + J 2 2 + J 3 2 + J 4 2 + m 2 , i2 i3 i4 Ω1 sau într-o formã mai restrânsã: n 1 v2 (1.22) J e = J1 + Jk 2 + m 2 . ik Ω1 k =2 În lipsa unor date iniţiale complete, în calculele de proiectare, când avem numai mişcare de rotaţie putem determina momentul de inerţie redus la axul motorului electric cu relaţia:

∑


(1.23) J e = σ ⋅ J1 unde σ este un coeficient a cãrui valoare depinde de coeficientul de transmisie a mecanismului, valorile orientative fiind date în tabelul 1.1. [66] Tabel 1.1. Destinaţia mecanismului de lucru Mecanisme de ridicat: vinciuri; cabestane cu coeficient de transmisie i > 25 Mecanisme pentru transportat; compresoare care funcţioneazã cu reductor, i < 25

σ 1,1 … 1,3 1,25 … 1,4

Dacã elementele componente ale mecanismului de lucru în afarã de mişcarea de rotaţie, au şi mişcare de translaţie, atunci cu suficientã exactitate pentru calculele de proiectare, momentul de inerţie raportat la axul motorului electric poate fi determinat cu relaţia: v2 J e = σJ 1 + m 2 . (1.24) Ω1

1.2.4. Cinematica sistemelor de acţionãri electrice Cinematica acţionãrilor electrice se ocupã cu studiul graficelor de mişcare ale sistemelor de acţionare electricã: l , v, a = f (t ) , sau: dΩ α, Ω, = f (t ) . dt Cunoscând graficul de variaţie al vitezei şi acceleraţiei în timpul unui ciclu complet de funcţionare a sistemului, se poate stabili modul de variaţie a cuplului rezistent şi a puterii motorului de acţionare în timpul ciclului respectiv. Prin ciclu complet de funcţionare a sistemului se înţelege timpul corespunzãtor pornirii, funcţionãrii în regim permanent şi opririi sistemului de acţionare.


Fig. 1.8.

Ciclul de funcţionare complet include, atunci când este cazul şi inversarea sensului de rotaţie al sistemului de acţionare, cu pornirea, funcţionarea în regim permanent şi oprirea sistemului pentru sensul invers de funcţionare. Graficele de mişcare se stabilesc de regulã pe baza unor criterii de optimizare. Exemplificãm modul de determinare a graficelor de mişcare pentru acţionarea electricã a unui mecanism de încãrcare – descãrcare. Vom considera schema cinematicã simplificatã din figura 1.8. Ne propunem sã stabilim diagramele de funcţionare care aratã modul de funcţionare al acţionãrii, adicã variaţia în timp a vitezei, acceleraţiei, cuplului şi puterii: dΩ v, , M , P = f (t ) , dt deci variaţia în timp a mãrimilor electromecanice. Ţinându-se seama cã ciclul complet de lucru al unui sistem de acţionare cuprinde cel puţin trei perioade distincte – pornirea sistemului, funcţionarea în regim permanent (stabilizat) şi oprirea sistemului – comportarea sistemului trebuie urmãritã în timpul acestor perioade distincte. Ridicarea sarcinii nominale 1. Pornirea motorului pentru ridicarea sarcinii nominale. Deoarece motorul electric trebuie sã dezvolte la arbore un cuplu M1 care sã învingã cuplul static rezistent M Sr1 dat de maşina de lucru, precum şi cuplul de inerţie la accelerarea motorului, rezultã: M 1 − M Sr1 = M d1 , sau M 1 = M Sr1 + M d1 ,


(1.25)

şi

(Gn + G0 )DT

 dΩ  ; M d1 = J e   , (1.26) 2i ⋅ η  dt  1 unde: Gn – capacitatea nominalã de ridicare; G0 – greutatea cârligului gol; DT – diametrul tobei; η – randamentul total la funcţionarea în sarcinã nominalã; i – coeficientul de transmisie; Je – momentul de inerţie redus la arborele motorului electric. Considerând cã în timpul procesului tranzitoriu de pornire viteza v de ridicare a sarcinii variazã liniar cu timpul, rezultã cã acceleraţia la pornire: dv a1 = = ct. , dt sau  dΩ  Ω 1 (1.27) ε1 =  = ct. ,  =  dt 1 t1 unde: Ω1 este viteza unghiularã maximã a motorului electric la sfârşitul perioadei de pornire; ε1 este acceleraţia unghiularã; t1 este durata regimului tranzitoriu de pornire. Din relaţiile (1.26) şi (1.27) rezultã cã: Ω  dΩ  M d1 = J e   = J e 1 = ct. . (1.28) t1  dt  1 Puterea P dezvoltatã de motor în perioada de pornire va fi datã de relaţia: (1.29) P = M1 ⋅ Ω , unde expresia lui Ω rezultã din integrarea relaţiei (1.27): Ω = ε 1t + C , iar C este o constantã de integrare ce se poate determina din condiţiile iniţiale, adicã la timpul t = 0 , viteza unghiularã Ω = 0 şi prin urmare C = 0 . Rezultã cã: Ω (1.30) Ω = ε1t = 1 ⋅ t ; t1 evident Ω max = ε1t1 = Ω1 . Expresia puterii devine: Ω P = M1 ⋅ 1 ⋅ t . (1.31) t1 Se observã cã puterea motorului variazã liniar de la P = 0 , la timpul t = 0 , atingând valoarea maximã la sfârşitul perioadei de pornire, adicã la timpul t = t1 , pentru care: M Sr1 =


(1.32) P1 = M 1 ⋅ Ω max = M 1 ⋅ Ω1 . Se observã, de asemenea, cã puterea necesarã pentru învingerea cuplului static rezistent este datã de relaţia: Pr1 = M Sr1 ⋅ Ω , sau Ω1 (1.33) ⋅t . t1 2. Ridicarea sarcinii nominale în regim permanent (cu vitezã constantã). dΩ Deoarece Ω = ct. , rezultã cã = 0 şi prin urmare ecuaţia fundamentalã a dt mişcării devine: (1.34) M 2 − M Sr1 = 0 , Pr1 = M Sr1 ⋅ ε1 ⋅ t = M Sr1 ⋅

sau

M 2 = M Sr1 , adicã motorul va dezvolta pe arborele sãu un cuplu egal cu cuplul rezistent pe care trebuie sã-l învingã. Puterea dezvoltatã de motorul electric în perioada regimului permanent la ridicarea sarcinii este: (1.35) P2 = M Sr1 ⋅ Ω max = M Sr1 ⋅ Ω1 , şi se menţine constantã.

3. Frânarea motorului în timpul ridicãrii sarcinii nominale. Notând cu M3 cuplul dezvoltat de motorul electric la axul sãu, se poate scrie cã M 3 < M Sr1 (M 3 = ct. ) , deoarece în timpul opririi cuplul de inerţie M d 3 nu va fi de rezistenţã, ci va acţiona în acelaşi sens cu cuplul dezvoltat de motorul electric pe arborele sãu. Ecuaţia fundamentalã a mişcării devine: (1.36) M 3 = M Sr1 + M d 3 ; iar dΩ . (1.37) dt De reţinut este faptul cã în cazul în care oprirea s-ar face cu trecerea motorului în regim de frânã, cuplul M 3 < 0 . Considerând cã în timpul procesului tranzitoriu de oprire, viteza de ridicare a sarcinii scade liniar cu timpul, rezultã cã acceleraţia la frânare: dV a3 = − = ct. , dt sau M d3 = − J e


Ω1  dΩ  ε3 =  = ct. ,  =− t3  dt  3

(1.38)

unde ε3 este acceleraţia unghiularã iar t3 este durata regimului tranzitoriu de oprire. Deci putem scrie cã: Ω (1.39) M d 3 = − J e 1 = ct. . t3 Din relaţia (1.38) rezultã Ω Ω = − 1 t +C. t3 Pentru simplificare, la determinarea constantei de integrare C se considerã, convenţional, ca origine a timpului sfârşitul perioadei de oprire t3, adicã se considerã cã în perioada de oprire timpul variazã de la t = −t3 la t = 0 . În acest caz pentru t = 0 rezultã Ω = 0 şi prin urmare C = 0 . În consecinţã: Ω (1.40) Ω = − 1 ⋅t . t3 Valoarea maximã a vitezei unghiulare la începutul perioadei de oprire (adicã pentru t = −t3 ), evident va fi, Ω max = Ω1 . Puterea motorului în aceastã perioadã variazã ca şi viteza unghiularã, dupã o dreaptã, datã de relaţia: P = M3 ⋅ Ω , sau  Ω  Ω (1.41) P = M 3  − 1 ⋅ t  = − M 3 1 ⋅ t . t t 3  3  Se observã cã pentru t = 0 şi P = 0 , iar pentru t = −t3 puterea are valoarea maximã:  Ω (1.42) P3 = M3− 1  (− t3 ) = M3 ⋅ Ω1 . t  3


Fig. 1.9.

Pe baza relaţiilor stabilite pentru cele trei perioade considerate la ridicarea sarcinii, în figura 1.9 s-au trasat graficele de variaţie a vitezei, acceleraţiei, cuplurilor şi puterii în funcţie de timp. Coborârea sarcinii nominale 1. Pornirea motorului pentru coborârea sarcinii nominale. Dacã motorul electric de acţionare se cupleazã la reţea în sensul coborârii sarcinii, cuplul static rezistent M Sr2 este de acelaşi sens cu cel dat de motor.


Fig. 1.10.

Ecuaţia fundamentalã a mişcării devine: M 1 = − M Sr2 + M d1 .

(1.43)

Valoarea cuplului static rezistent la coborâre este: (G + G0 )Dr  1  (1.44)  2 −  , M Sr2 = n 2i η  unde η este randamentul total al organului de transmisie la ridicarea sarcinii. Se observã cã în acest caz semnul cuplului motorului depinde de raportul dintre cuplul static rezistent şi cel dinamic şi anume: - Dacã M Sr2 > M d1 atunci cuplul motorului este negativ, motorul electric va lucra în regim de frânare şi mişcarea se va transmite de la mecanismul de ridicare la motor. - Dacã M Sr2 = M d1 atunci cuplul motorului este zero. În acest caz, accelerarea mecanismului la coborârea sarcinii are loc numai pe seama cuplului static, care acţioneazã în sensul coborârii sarcinii, deci scuteşte motorul de a dezvolta un cuplu pe arborele sãu. În asemenea situaţii trebuie sã se intervinã cu frâna


mecanicã sau sã se cupleze motorul în sensul ridicãrii sarcinii, pentru cã în caz contrar s-ar accelera în continuare, atingând viteze inadmisibil de mari la coborâre. - Dacã M Sr2 < M d1 atunci cuplul motorului este pozitiv, adicã va ajuta la coborârea în forţã a sarcinii. Asupra valorii cuplului static MS la coborârea sarcinii, se fac urmãtoarele precizãri. Se ştie cã cuplul rezistent static este format din cuplul de frecãri Mf şi din cuplul static util Mu adicã: MS = M f + Mu . La rândul sãu cuplul de frecãri este întotdeauna pozitiv. Cuplul util Mu fiind un cuplu static, poate lua fie valori pozitive, fie negative. Coborârea sarcinii nominale în regim permanent (cu vitezã constantã). dΩ Deoarece Ω = ct. rezultã = 0 şi deci: dt M Sr2 − M 2 = 0 . Cuplul dezvoltat de motorul electric este negativ, motorul va funcţiona în regim de frânare. Frânarea motorului în timpul coborârii sarcinii nominale. Pentru aceastã perioadã având în vedere sensul cuplului static rezistent şi faptul dΩ < 0 deci cuplul dinamic M d 3 < 0 putem scrie: cã dt (1.45) − M 3 + M Sr2 = M d 3 , sau − M 3 = − M Sr2 + M d 3 ,

(1.46)

unde dΩ , dt şi Je este momentul de volant total raportat la axul motorului electric. Motorul electric va funcţiona în regim de frânare. Considerând acceleraţiile pe timpul pornirii şi opririi sarcinii nominale constante şi procedând similar cu cazul ridicãrii sarcinii nominale se vor obţine graficele din figura 1.10. Din cele arãtate rezultã cã pentru a trasa în mod precis graficele ce definesc cinematica sistemului de acţionare electricã, este necesarã cunoaşterea amãnunţitã a modului de funcţionare al M.L., putându-se astfel stabili valorile şi semnul cuplului rezistent static şi dinamic pentru fiecare perioadã distinctã a unui ciclul complet de funcţionare. 1.3. Clasificarea maşinilor de lucru şi a motoarelor electrice în funcţie de caracteristicile lor mecanice M d3 = − J e

1.3.1. Noţiuni generale


Proprietãţile maşinilor electrice şi mecanismelor de lucru determinã comportarea sistemelor de acţionare din care fac parte. Aceste proprietãţi, evidenţiate prin caracteristicile mecanice, condiţioneazã interdependenţa funcţionalã dintre maşina electricã de acţionare şi mecanismul de lucru conform cerinţelor procesului tehnologic de realizat. De aceea, în tehnica acţionãrilor electrice este utilã clasificarea maşinilor electrice şi a mecanismelor de lucru în funcţie de forma caracteristicilor lor mecanice. Caracteristicile mecanice ale maşinilor electrice exprimã dependenţa vitezei unghiulare de cuplul dezvoltat, adicã Ω = f(M). Caracteristicile mecanice ale maşinilor de lucru, respectiv ale mecanismelor executoare, exprimã dependenţa cuplului lor MS de vitezã, unghi, spaţiul parcurs etc. Deoarece caracteristicile mecanice pot fi aceleaşi la mecanisme de lucru din diferite ramuri industriale, clasificarea mecanismelor de lucru se face independent de apartenenţa lor la diferite industrii şi anume în funcţie de dependenţa cuplului MS de parametrii amintiţi anterior. 1.3.2. Caracteristicile mecanice ale maşinilor electrice Caracteristicile mecanice ale maşinilor electrice se clasificã şi se apreciazã pe baza formei lor, a parametrilor electrici şi mecanici ai sistemului de acţionare şi a vitezei de desfãşurare a fenomenelor. Pe baza ultimelor douã categorii se disting: - caracteristica mecanicã staticã naturalã; - caracteristici mecanice statice artificiale; - caracteristici mecanice dinamice. Caractersticile mecanice statice reprezintã legãturile Ω = f(M) la funcţionarea stabilizatã a sistemului de acţionare, adicã în condiţia M = M S . La schimbarea modului de funcţionare, reprezentat prin trecerea de la un punct de funcţionare la altul, are loc variaţia vitezei unghiulare şi a cuplului. Dacã trecerea se face într-un timp foarte lung, variaţiile se produc lent, caz în care se poate aproxima cã punctul de funcţionare descrie caracteristica staticã. Fiecare maşinã electricã are o infinitate de caracteristici mecanice statice, din care una singurã este caracteristica mecanicã staticã naturalã. Aceasta reprezintã locul geometric al punctelor de funcţionare stabilizatã, la diferite încãrcãri şi viteze unghiulare, în cazul când la bornele maşinii se aplicã tensiunea nominalã ca valoare, frecvenţã şi formã de variaţie în timp, iar în circuitele maşinii nu sunt intercalate alte elemente electrice sau electronice (reostate, bobine, condensatoare, mutatoare etc.). Toate caracteristicile Ω = f(M), care se obţin la funcţionarea stabilizatã, însã în alte condiţii decât caracteristica mecanicã staticã naturalã se numesc caracteristici mecanice statice artificiale.


Fig. 1.11.

Caracteristica mecanicã dinamicã a unei maşini electrice de acţionare reprezintã locul geometric al punctelor de funcţionare definite prin valorile momentane ale coordonatelor (Ω, M), determinate în timpul unui proces tranzitoriu, când M ≠ MS. Existã o infinitate de caracteristice mecanice dinamice, fiecare corespunzând unor anumite condiţii de funcţionare, definite prin anumite valori sau curbe de variaţie ale inductivitãţilor, rezistenţelor, momentului de inerţie, cuplului rezistent etc. Dacã valoarea constantei electromagnetice de timp este mai micã decât cea electromecanicã, adeseori se utilizeazã, în practica de proiectare, în calculul proceselor tranzitorii, a caracteristicile statice. Maşinile electrice pot funcţiona în regim de motor sau frânã, caracteristicile mecanice gãsindu-se în cadranele corespunzãtoare ale axelor de corodonate (Ω, M) (fig. 1.11). În cele ce urmeazã se fac referiri la funcţionarea ca motor, în cadranul I. Al doilea mod de clasificare a caracteristicilor mecanice ale maşinilor, utilizat în tehnica acţionãrilor electrice, are drept criteriu înclinaţia faţã de axa cuplului, respectiv rigiditatea caracteristicilor, apreciatã global prin raportul: Ω − ΩN (1.47) Bg = 0 ΩN şi local prin derivata: dΩ Bl = , (1.48) dM care mai poate fi scrisã sub formele raportate:  Ω   d Ω N  M N dΩ M N (1.49)  Blr = = ⋅ = ⋅ Bl ,  M  Ω N dM Ω N  d M N   unde MN şi ΩN sunt valorile nominale ale vitezei unghiulare şi cuplului, iar Ω0 viteza unghiularã de mers în gol. Pe baza relaţiei (1.47) caracteristicile mecanice statice pot fi:


a) absolut rigide, la care Bg = 0; b) rigide, cu 0 0,2. Clasificarea maşinilor de acţionare sub aspectul dependenţei Ω = f(M) se face prin referire la caracteristica mecanicã staticã naturalã. Astfel, pe baza relaţiilor (1.48.) şi (1.49.), se disting urmãtoarele situaţii, fãrã a repeta valorile raportului Bg arãtate mai sus (fig. 1.11): a) maşini cu caracteristicã absolut rigidã (a), la care Bl = 0 este maşina sincronã; b) maşini cu caracteristicã rigidã (b’b’’), la care Bl > 0 şi 0,01 < B1r< 0,1 este maşina de curent continuu cu excitaţie derivaţie (b’) şi maşina asincronã pe porţiunea aproximabilã ca şi liniarã (b’’); c) maşini cu caracteristica semimoale (c’) este maşina de curent continuu cu excitaţie mixtã şi maşini cu caracteristicã moale (c’’) este maşina de curent continuu cu excitaţie în serie, la care B1 < 0 şi variabil, respectiv B1r < 0,1; d) maşini cu caracteristicã având B1 > 0, care nu se foloseşte obişnuit (d), ci doar uneori în regim tranzitoriu, cazul maşinii asincrone, la care Bl = 0 şi variabil.

Fig. 1.12.

Fig. 1.13.

În cazul maşinii sincrone, se utilizeazã caracteristica mecanicã unghiularã (fig. 1.13) care exprimã dependenţa dintre cuplul M şi unghiul intern θ dintre tensiunea de alimentare şi tensiunea electromotoare polară determinatã de fluxul inductor. 1.3.3. Caracteristicile mecanice ale mecanismelor de lucru Mecanismele de lucru servesc în principal la prelucrarea sau transportul materialelor. Cuplul lor total (rezistent) MS se poate descompune în general în douã componente: M S = M Sf + M SU . Componenta MSf este determinatã de frecãri, iar componenta utilã MSU depinde de specificul mecanismului de lucru, de exemplu greutatea de ridicat de cãtre mecanismul de ridicare al unui pod rulant.


Caracterul reactiv sau potenţial al cuplului total MS rezultã din însumarea valorilor celor douã componente: MSf - întotdeauna reactiv şi MSU care poate fi reactiv sau potenţial. Mecanismele de lucru se pot grupa în urmãtoarele categorii din punctul de vedere al formei caracteristicilor lor mecanice: a) MS = ct; b) MS = f(Ω); c) MS = f(α); d) MS = f(l); e) MS - variazã aleator. a) Mecanismele de lucru cu MS = ct. pot avea cuplul rezistent potenţial (fig. 1.14), de exemplu, la nave: vinciurile de încãrcare-descãrcare, macaralele, cranicul schelei, lifturile etc. Cuplul mãrit MSp în momentul pornirii este cauzat de aderenţã. Puterea PS = Ω . MS.

Fig. 1.14.

b) La multe mecanisme de lucru cuplul depinde de vitezã, adicã MS = f(Ω), conform expresiei (1.50), stabilitã în ipoteza cã la Ω = ΩN se obţine cuplul MS=MSN: X

 Ω   , MS = MSf + M SN − M SfN  (1.50) Ω  N  în care ΩN, MSf şi MSN sunt viteza nominalã şi cuplurile corespunzãtoare, iar x un exponent cu valori cuprinse de obicei între -1 şi 2. Dacã x= 0, atunci MS = MSN = ct. Cazurile x = {-1;1;2}, în ipoteza aproximãrii cuplului MSf = 0, deci şi SfN = 0, sunt arãtate în tabelul 1.2., respectiv fig. 1.15.a, b şi c. S-a considerat ca semn pozitiv MS cel care rezultã din ecuaţia (1.50) la Ω pozitiv, urmând ca la înlocuirea în ecuaţia mişcãrii sã i se atribuie semnul comparativ cu celelalte cupluri.

(

)


Fig. 1.15

Cazul x = -1 este întâlnit la strunguri (maşini aşchietoare) care se recomandã sã funcţioneze cu viteze mici la cupluri mari şi invers, vinciurile de traul, cabestanele şi vinciurile de ancorã pentru anumite etape de virare a ancorei. Cazul x = 1 este întâlnit la frânarea cu maşina de curent continuu cu excitaţie constantã, debitând peste o rezistenţã fizicã fixã, la frâne mici cu curenţi turbionari, la calendre, etc. Puterea dezvoltatã de maşinã în acest caz este: M (1.51) P = MSΩ = SN Ω ΩN Cu anumitã aproximaţie, putem încadra în aceastã grupã cabestanele şi vinciurile de ancorã în etapa a doua de virare a ancorei, când are loc îndreptarea „lãnţişorului“, mecanismele de guvernare la mersul înainte etc. La aceste maşini, caracteristica mecanicã este apropiatã de o dreaptã. Tabelul 1.2. x MS

1 + MSN

0 ΩN Ω

0

1

+ MSN…(+ Ω) + MSN - MSN…(-Ω)

PS

+M S N Ω N

+MSNΩ…(+Ω) -MSNΩ…(- Ω)

+MSNΩ…(+Ω)

+

2

M S 5N

Ω...( + Ω) ΩN M − S N Ω...(−Ω) ΩN

+

MSN 2 Ω ...( ±Ω) ΩN

−

+

MSN ΩN

−

Ω 2 ...( +Ω)

MSN Ω ...( −Ω) ΩN 2

MSN ΩN

Ω 3 ...(± Ω)

Cazul x = 2 prezintã o dependenţã de forma: 2

 Ω  (1.52)  . MS = MSN   ΩN  Astfel de caracteristici mecanice se numesc de tip ventilator. Puterea dezvoltatã de mecanism va fi de forma: M P = SN ⋅ Ω3 . (1.53) Ω 2N


Exemple de mecanisme navale cu caracteristicã mecanicã de tip ventilator: pompele centrifuge, ventilatoarele, elicele, cârmele active, turbocompresoarele etc. c) Mecanismele de lucru care dezvoltã un cuplu dependent de unghiul de rotaţie α al arborelui motor se întâlnesc la utilajele cu mecanisme bielã-manivelã: foarfecele de tãiat tablã, presele mecanice, pompele şi compresoarele cu piston, maşinile de forjat etc. (fig. 1.16). d) Mecanisme de lucru la care cuplul MS depinde de drumul parcurs. Din aceastã categorie fac parte în general vehiculele (tramvaie, troleibuze, locomotive electrice etc.). Astfel de mecanisme nu sunt caracteristice navelor. e) Unele maşini de lucru dezvoltã un cuplu rezistent cu o variaţie aleatoare, deci nu se poate stabili un parametru în baza cãruia sã se defineascã o lege de variaţie a cuplului MS. La navele pescadoare se întâlnesc astfel de mecanisme şi sunt destinate prelucrãrii peştelui.

Fig. 1.16.

1.3.4. Regimurile de funcţionare ale mecanismelor de lucru La toate mecanismele şi maşinile de lucru diagrama cuplului dezvoltat se poate reprezenta în funcţie de timp, MS = f(t), indicând regimul de funcţionare al mecanismului de lucru. Se recomandã: a) Mecanisme de lucru cu funcţionare de duratã şi sarcinã constantã (fig. 1.17 a) întâlnite la bordul navelor sub forma pompelor centrifuge şi ventilatoarelor; b) Mecanisme de lucru cu funcţionare de duratã şi sarcinã variabilã, care se pot grupa astfel: - mecanisme de lucru cu sarcinã variabilã, adeseori ciclicã, ce se poate repeta de la un ciclu de funcţionare la altul; diagrama MS = f(t) este arãtatã în figura 1.17 b1, ca exemple amintindu-se: maşinile unelte, laminoarele, foarfecele de tãiat tablã etc.; - mecanisme de lucru cu sarcinã pulsatorie (fig. 1.17 b2), care este întâlnitã la utilajele ce au ca organ principal un mecanism bielã-manivelã, cum ar fi: pompele, compresoarele cu piston, maşinile de încercat materiale la obosealã etc.;


- mecanisme de lucru cu sarcinã sub formã de şocuri, la care intervalele de timp t1 de duratã micã cu sarcinã mare alterneazã cu intervale t2 de duratã mare cu sarcinã mult mai micã (fig. 1.17.b3): prese mecanice etc.; - mecanisme de lucru la care cuplul MS variazã foarte neregulat în timp, astfel încât nu se poate stabili o regulã de variaţie (fig. 1.17.b4).

Fig. 1.17.

c) Mecanisme de lucru cu funcţionare intermitentã, periodicã, la care perioadele de lucru de duratã ta alterneazã cu perioade de pauzã de duratã tp, durata ciclului fiind t p + t a = t c ≤ 10 minute (fig. 1.17.c). Funcţionarea intermitentã a maşinilor de lucru este caracterizatã de obicei, prin durata relativã de acţionare DA: t t (1.54) DA = a = a , t a +t p t c sau, exprimatã în procente: t t DA(%) = a ⋅ 100 = a 100 , (1.55) t a +t p tc în care: tc = ta + tp ta este durata de acţionare; tp este timpul de pauzã; tc este durata ciclului. Duratele relative de acţionare standardizate în ţara noastrã sunt: 15%; 25%; 40%; 60%. Practic se considerã cã mecanismele de lucru cu D.A. pânã la 25% au un regim de lucru uşor, maşinile de lucru cu durata de acţionare cuprinsã între 25% şi 60% au un regim de lucru mediu, iar cele cu duratã de acţionare de la 60% pânã la 80% au regim de lucru greu. Maşinile de lucru cu D.A. peste 80% se considerã cã au o funcţionare de duratã cu sarcini variabile în timp. O caracteristicã a acestor maşini de lucru este faptul cã perioadele de pauzã sunt suficient de scurte astfel încât motorul electric de acţionare încãlzit în timpul perioadei de lucru nu are timp


sã se rãceascã pânã la temperatura mediului ambiant, ciclul de funcţionare fiind reluat. Ca exemple de maşini de lucru care fac parte din aceastã categorie, se pot enumera: vinciurile de încãrcare-descãrcare, macaralele navale, precum şi unele maşini unelte. d) Mecanisme de lucru cu funcţionare de scurtã duratã, la care perioadele de funcţionare alterneazã cu pauze de duratã mare, în care maşina electricã de acţionare are timp sã se rãceascã la temperatura mediului ambiant (fig. 1.17.d.). Ciclul de lucru tc, pentru maşinile din aceastã categorie este standardizat la 30; 60 minute şi mai rar 15; 45 sau 90 minute. Ca maşini de lucru din aceastã categorie putem da ca exemplu: vinciul de ancorã, mecanismul de guvernare al navei, servomotoarele pentru comenzi la distanţã etc. e) Mecanisme de lucru al cãror regim de funcţionare nu corespunde unei desfãşurãri tehnologice bine stabilite, respectiv a cãror sarcinã depinde de factori întâmplãtori: unelte de mânã acţionate electric, aparate casnice etc. 1.4. Transmiterea mişcãrii între maşina de acţionare şi mecanismul de lucru 1.4.1. Alegerea transmisiei şi a raportului de transmisie . Organele de transmisie a mişcãrii între maşina electricã şi mecanismul de lucru, ca parte integrantã a sistemului de acţionare, influenţeazã şi sunt influenţate atât funcţional cât şi constructiv de structura şi natura componentelor sistemului de acţionare electricã, aspect sub care vor fi tratate în continuare. Folosirea organelor de transmisie în sistemele de acţionare electricã este impusã de urmãtoarele considerente: - viteza maşinii de lucru este diferitã de a mecanismului de lucru; - sunt necesare trepte de vitezã pentru potrivirea domeniului de viteze ale maşinii electrice la gama de viteze necesare mecanismului de lucru; - modificarea direcţiei de transmitere a mişcãrii; - uneori este necesarã oprirea sau reversarea mişcãrii mecanismului de lucru fãrã a modifica viteza maşinii electrice; - atenuarea şocurilor de sarcinã prin introducerea unui element elastic intermediar; - uşurarea pornirii prin cuplarea sarcinii dupã ce maşina de acţionare a fost pornitã în gol; - influenţarea duratei proceselor tranzitorii; - reducerea gabaritului acţionãrii; - minimizarea preţului de cost. Alegerea organelor de transmisie şi a raportului de transmisie trebuie corelatã cu stabilirea vitezei nominale a maşinii electrice. Se pune problema alegerii uneia din urmãtoarele soluţii:


a) maşinã electricã cu vitezã nominalã redusã, fãrã reductor sau cu reductor cu raport mic de transmisie; b) maşina electricã de vitezã ridicatã şi reductor. În general, la o putere datã, viteza nominalã a maşinii electrice influenţeazã direct gabaritul, parametrii energetici, construcţia şi costul acţionãrii. Astfel, costul, gabaritul şi greutatea maşinilor electrice de vitezã micã sunt mai mari ca ale celor de vitezã ridicatã, iar randamentul şi factorul de putere în cazul maşinii asincrone sunt mai scãzute la maşinile cu vitezã redusã. Evident, cea mai simplã şi sigurã este cuplarea directã, prin care se eliminã reductorul şi întreţinerea necesarã acestuia. Cuplarea directã se aplicã la acţionãri cum sunt: acţionarea ventilatoarelor şi pompelor centrifuge şi chiar acţionãrii de turaţie micã şi putere foarte mare, în jur de 10 MW, cum ar fi acţionarea elicelor navale cu motoare sincrone. La turaţii mai mari decât 3000 rot./min. se pot utiliza transmisii ridicãtoare de vitezã, însã tendinţa actualã este de a realiza vitezele ridicate alimentând maşinile electrice de curent alternativ cu tensiuni de frecvenţã mãritã, în care caz se practicã cuplrera directã. Parametrii de bazã prin care intervine transmisia în dimensionarea unei acţionãri sunt raportul de transmisie, momentul de inerţie şi randamentul. Pentru transmisiile elastice, definirea raportului de transmisie se face considerând şi alunecarea s′ , dintre arborele maşinii de acţionare şi arborele mecanismului de lucru, cauzatã de elasticitatea sau patinarea organelor de transmisie. Dacã Ω1 este viteza arborelui imediat dupã transmisia elasticã şi Ω′1 viteza arborelui imediat înainte de transmisia elasticã, atunci: Ω − Ω1′ (1.56) s′ = 1 , Ω1 ştiind cã raportul de transmisie în cazul unei transmisii rigide este i = Ω/Ω1, se obţine: Ω Ω i (1.57) = = . Ω1′ (1 − s ) 1 − s Ω1′ Pentru alegerea raportului de transmisie se pot pune diferite condiţii de optimizare şi de limitare: realizarea unor timpi minimi de pornire şi frânare, limitarea în funcţie de rezistenţa mecanicã, etc. Condiţiile de optimizare pentru obţinerea unor timpi minimi de pornire şi frânare se stabilesc pe baza ecuaţiei mişcãrii scrise la arborele mecanismului de lucru (vezi 1.2.) scrisã sub forma: dΩ L (1.58) i ⋅ M − M SL = ( J L + i 2 J M ) , dt în care: M şi JM sunt cuplul şi momentul de inerţie ale maşinii electrice; MSL, ΩL, JL sunt cuplul, viteza unghiularã, şi momentul de inerţie ale mecanismului de lucru raportate la arborele acestuia. Rezultã: i1′ =


dΩ L iM − M SL = . (1.59) dt JL + i2JM Valoare i = i0, pentru care acceleraţia este maximã, se obţine anulând derivata (1.59). Considerând randamentul transmisiei η = 1, în ipoteza cã M şi MSL se pot aproxima constante şi cã JM şi JL sunt constante, rezultã: d  dΩ1  M ( J L + i 2 J M ) − 2i(iM − M SL ) (1.60) , =  2 2 di  dt  (J L + i J M ) de unde se determinã i0, pentru care timpul de pornire este minim: 2

M J M  (1.61) i0 = SL +  SL  + L . M M J   M Analog se obţine valoarea optimã i0′ la frânare, ştiind însã cã în relaţia (1.58) M este negativ. Rezultã: 2

M J (1.62) M  = − SL +  SL  + L . M JM  M  Acceleraţia unghiularã maximã se obţine înlocuind în relaţia (1.59.) expresia lui i0 din (1.61.) i0'

2

 dΩL   =   dt max

M  J M  SL  + L  M  JM

=

M 2i0 JM

(1.63) 2  M 2 J  M M J     J L + JM 2 SL  + L + 2 SL  SL  + L    M  JM M  M  JM    În cazul pornirii în gol MSL = 0, deci relaţiile (1.61), (1.62) şi (1.63) devin:

M  dΩ L  (1.64) = .    dt  max 2i0 J M Calculând raportul dintre acceleraţia (1.59) şi acceleraţia maximã (1.63) se obţine, în cazul pornirii, relaţia:  M   dΩ L  2i0  i − SL    M   dt  = 2i0 J M (iM − M SL ) =  (1.65) εr = . 2 J  dΩ L  M (J L + i J M ) 2 L +i   JM  dt  max

i 0 = i′0 =

JL JM

Curbele ε r = f (i) pentru diverse valori ale rapoartelor MSL/M şi JL/JM sunt prezentate în figura 1.18. Pe baza lor şi a relaţiilor (1.63) şi (1.61) se pot trage concluziile privind optimizarea pe criteriul obţinerii unui timp minim de pornire în condiţiile de aproximare precizate anterior:


Fig. 1.18.

a) valorile optime ale raportului de transmisie, i0 sunt cu atât mai mari cu cât rapoartele JL/JM şi MSL/M sunt mai mari; deci, la acţionarea mecanismelor de lucru cu cupluri rezistente sau momente de inerţie mari este necesarã folosirea reductorului, în timp ce la mecanismele de lucru cu cupluri rezistente sau momente de inerţie mici se poate recurge chiar la cuplarea directã; b) pentru i < i0 acceleraţia scade rapid cu scãderea raportului de transmisie, în timp ce pentru i > i0 acceleraţia scade mai lent; rezultã cã valoarea lui i se alege i = i0 sau i > i0; c) acceleraţiile maxime au valori cu atât mai mari cu cât rapoartele MSL/M şi JL/JM sunt mai mici. Sub aspectul realizãrii unui timp minim de reversare se poate determina raportul de transmisie optim, egalând cu zero derivata sumei timpilor de pornire şi frânare calculaţi din (1.59). În final se obţine: 2

2 2 2 J JL  M SL  J L  M SL   M SL   L i0′′ = 0,707 + 3 + 3  ⋅   + 4  +  JM  M  JM  M   J M  M  

(1.66)

1.4.2. Influenţa elasticitãţii şi jocurilor din transmisii De obicei, în relaţiile de calcul utilizate în acţionãrile electrice se presupune cã maşina electricã este cuplatã rigid cu mecanismul de lucru prin intermediul transmisiei. Aceastã aproximaţie nu se poate face însã la unele organe de transmisie cum ar fi: arbori lungi, curele de transmisie, cuplaje elastice, benzi de transport etc. Astfel de organe de transmisie au proprietãţi elastice şi de amortizare care nu mai pot fi neglijate. În proiectarea acţionãrii electrice trebuie avutã în vedere evitarea fenomenelor oscilante şi, corelat cu aceasta, evitarea suprasolicitãrii organelor de transmisie şi a supraîncãrcãrii maşinilor electrice.


Principial, un sistem de acţionare cu o transmisie elasticã, denumit şi sistem cu douã mase, este reprezentat în figura 1.19, în care între maşina electricã de acţionare M.E.A. şi mecanismul de lucru M.L. este intercalat arborele elastic la torsiune M.T. Momentele de inerţie pe partea motorului sunt incluse în JM şi cele de pe partea mecanismului de lucru în JL. Ecuaţia mişcãrii capãtã formele: dΩ L dΩ L M − JM − JL −MR =0 , (1.67) dt dt dΩ (1.68) M − JM − C (α − α L ) = 0 , dt dΩ L (1.69) C (α − α L ) − J L − MR =0 , dt unde: C este constantã de elasticitate, dα L dα . Ω= ;ΩL = dt dt Frecvenţa oscilaţiilor proprii f0, în cazul când sistemul este neamortizat, se obţine din relaţiile (1.67 - 1.69). J + JL 1 . C M 2π JM ⋅ JL Unghiul maxim de rãsucire a arborelui se determinã cunoscând diagrama cuplului rezistent MR: M 1 (1.70) (α − α L ) max = Rn ⋅ , 2 J L (Ω n ) − ( 2πf 0 ) 2 unde MRn este amplitudinea armonicii de ordinul n a cuplului MR şi Ωn viteza unghiularã corespunzãtoare La o desfãşurare liniarã în timp a mãrimilor de intrare, mãrimile de ieşire, prezintã o comportare neliniarã. Jocurile acţioneazã nefavorabil asupra comportãrii dinamice a sistemelor de acţionare cu reglare, putând determina oscilaţii de duratã în jurul valorii prescrise. La unele acţionãri cu comandã automatã, ele pot contribui însã la micşorarea vârfurilor de sarcinã şi la diminuarea şocurilor asupra organelor de transmisie. f0 =

Fig. 1.19.


1.4.3. Cuplaje electromagnetice Acest tip de cuplaje cunoaşte o rãspândire din ce în ce mai largã. Sunt utilizate în scopul cuplãrii arborilor prin comandă electricã de la distanţã, protecţiei la suprasarcini ca elemente amortizoare împotriva oscilaţiilor vitezei şi uneori pentru modificarea şi reglarea vitezei. Cuplajele electromagnetice constau din douã semicuple: una conducãtoare, montatã pe arborele maşinii electrice şi alta condusã, pe arborele mecanismului de lucru, legãtura dintre ele realizându-se prin comandã electricã. Se deosebesc: a) cuplaje cu legãturã mecanicã, la care legãtura se face prin frecare între semicuple, forţa de apãsare producându-se cu un electromagnet; b) cuplaje cu legãturã electromecanicã, sau cuplaje cu pulbere, la care legãtura se realizeazã prin intermediul unui amestec de liant cu pulbere magneticã; c) cuplaje cu legãturã prin câmp electromagnetic. Gama de cupluri pentru care se construiesc este cuplatã între 0,1Nm şi 105 Nm. Dacã M este cuplul transmis şi Ω1 şi Ω2 sunt vitezele unghiulare ale semicuplelor conducãtoare, respectiv condusã, atunci puterea: Ω − Ω2 Ω1 M = sP1 , P = P1 - P2 = Ω1M - Ω2M = 1 (1.71) Ω1 se pierde prin cãldurã în cuplaj, s fiind alunecarea; acest dezavantaj se manifestã atunci când Ω2 ≠ Ω1. Cuplajele electromagnetice cu legãturã mecanicã funcţioneazã conform schiţei principale din figura 1.20, astfel: alimentând bobina 3, câmpul magnetic ce apare determinã atragerea şi apãsarea discului 8 pe suprafaţa de frecare 4 a semicuplei 2, realizând cuplarea mecanicã a arborelui 1 cu 6, întrerupând alimentarea, care se face prin intermediul inelelor de contact 5, resortul 9 desface cuplajul readucând discul 8 în poziţia iniţialã.. Ca suprafeţe de frecare se folosesc: oţel/bronz sinterizat, oţel/oţel, oţel/garniturã de fricţiune.

Fig. 1.20.


În figura 1.21 se pot urmãri procesele tranzitorii, unde: t1 - timpul în care forţa Fm, a electromagnetului, este mai micã decât a resortului, Fr; t2 - timpul în care suprafeţele de frecare se apropie; pentru t > t1 forţa Fm > Fr; t3 - timpul în care, dupã atingerea suprafeţelor de frecare, Ω1 se apropie de Ω2. La construcţiile actuale, pentru a mãri cuplul transmis, suprafaţa de frecare se majoreazã folosind mai multe discuri plane de frecare. Cuplul maxim transmisibil devine: Mst = µ (Fm - Fr) . Z . r , (1.72) unde: µ - coeficient de aderenţã; Z - numãrul de discuri; r - raza medie a suprafeţei inelare de contact. Fig. 1.21.

Momentul maxim admisibil de transmis se ia cu (15 – 40)% mai mic. Cuplajele electromagnetice cu pulbere funcţioneazã conform schiţei de principiu din figura 1.23, astfel: semicupla 2 este montatã pe arborele conducãtor 8 şi semicupla 1 pe arborele condus 7, iar 5 sunt lagãrele de conducere şi centrare a semicuplei 2 faţã de 1, între cele douã semicuple fiind amestecul de praf sau ulei mineral care are în suspensie pulbere magneticã, 4; alimentând bobina 3 pe la inelele colectoare 6, datoritã câmpului magnetic, vâscozitatea amestecului 4 va creşte, şi peste o anumitã valoare a vâscozitãţii semicupla 1 va fi antrenatã de semicupla 2. Viteza relativã între arborii 8 şi 7, Ω1 - Ω2, depinde de valoarea inducţiei, respectiv a curentului de excitaţie al bobinei, Ie; peste o anumitã valoare a lui Ie cele douã semicuple se vor roti sincron. Dependenţa cuplului transmis M de curentul de excitaţie Ie este arãtatã în figura 1.22.a, remarcându-se caracterul liniar al legãturii. Procesul de pornire se prezintã în figura 1.22.c.

Fig. 1.22. M1 - cuplul rezidual; M2 - de frecare; M3 de aderenţã.


Fig. 1.23.

Fig. 1.24.

Turaţia maximã pânã la care se executã aceste cuplaje este de 1000 rot/min. Cuplul transmis este 110 Nm, la un diametru de 0,15 m şi o lungime de 0,165 m. Cuplajele cu legãturã electromagneticã sau de inducţie constau, în principiu, din: semicupla 1, având rol de indus, montatã pe arborele 2 (fig. 1.24) şi semicupla 3, având rol de inductor, montatã pe arborele 4, executatã din tole cu crestãturi în care se aflã înfãşurarea de excitaţie 5, alimentatã prin contactele 6 în curent continuu. Fluxul produs de înfãşurarea 5 induce în semicupla 1 tensiuni electromotoare, care produc curenţi, creând astfel condiţiile de producere a unui cuplu M, care va antrena partea condusã de cãtre cea conducãtoare, cuplatã la arborele maşinii electrice de acţionare. Se deosebesc urmãtoarele tipuri de cuplaje de inducţie: a) cu indus din miez magnetic din tole sau masiv pe care se aflã practicatã o colivie din aluminiu sau cupru, ca la maşina asincronã, denumit şi cuplaj asincron; b) cu indus din oţel masiv, adicã cuplaj cu curenţi turbionari; c) cu indus cu crestãturi în care se aflã o înfãşurare cu acelaşi numãr de poli, respectiv acelaşi pas polar, ca şi al înfãşurãri inductoare, cuplajul fiind denumit şi cuplaj sincron. d) caracteristica unghiularã a cuplajului sincron


Fig. 1.25. a) cuplaj asincron; b) cu curenţi turbionari; c) sincron.

În figura 1.25. se aratã forma caracteristicilor mecanice pentru cele trei tipuri de cuplaje. Prin modificarea curentului se poate realiza modificarea alunecãrii la primele douã tipuri de cuplaje şi a cuplului transmis. Cuplajul sincron lucreazã fãrã alunecare, la depãşirea valorii admisibile a unghiului intern θ cuplul scade brusc şi legãtura sincronã se rupe. Schema structuralã a cuplajelor de inducţie este reprezentatã în figura 1.26, în ipoteza considerãrii unor caracteristici liniare. ReTe este constanta de timp electromagneticã ale excitaţiei şi cuplajului şi Tm este constanta de timp electromecanicã a acţionãrii; C - constantã în ipoteza liniarizãrii, iar Fig. 1.26. s variabila complexã.



ALEGEREA PUTERII MOTOARELOR ELECTRICE DE ACŢIONARE

Alegerea motorului electric corespunzãtor unei anumite acţionãri se face luând în considerare un numãr însemnat de criterii. În primul rând trebuie ales felul curentului, continuu sau alternativ, apoi tensiunea, eventual frecvenţa, puterea şi tipul constructiv al motorului. Alegerea puterii motorului de acţionare a unui mecanism naval se face considerând cunoscutã variaţia în timp a cuplului de sarcinã M S = f (t ) , a mecanismului respectiv. Alegerea corectã a puterii motoarelor electrice are mare importanţã, atât din punct de vedere al funcţionãrii şi utilizãrii acestora, cât şi din cel al pierderilor de energie în reţeaua de alimentare. Subdimensionarea motoarelor electrice determinã supaîncãlzirea şi deteriorarea rapidã a izolaţiilor. În acelaşi timp, cuplul de pornire şi capacitatea de supraîncãrcare devin mai mici şi conduc la reducerea productivitãţii maşinilor de lucru, mai ales a acelora care necesitã porniri frecvente. Supradimensionarea motoarelor creşte inutil cheltuielile de investiţie, reduce randamentul şi, în cazul motoarelor asincrone, factorul de putere. În cele mai multe cazuri, puterea motorului electric se alege ţinându-se seama de încãlzirea lui şi apoi se verificã la suprasarcinã. Sunt însã cazuri, mai ales în acţionãrile electrice navale în care motorul electric se alege pe baza puterii de vârf şi se verificã ca încãlzirea sã nu depãşeascã limita impusã în regim permanent. 2.1. Încãlzirea şi rãcirea motoarelor electrice Încãlzirea motorului electric este cauzatã de pierderile: în cupru (prin efect Joule-Lenz), în fier şi mecanice, care iau naştere în el la transformarea energiei electrice în energie mecanicã. Dintre aceste pierderi, unele sunt constante fiind independente de gradul de încãrcare al motorului, în timp ce altele sunt variabile, depinzând de gradul de încãrcare al acestuia. În tabelul 2.1 sunt indicate pierderile şi mãrimile de care depind ele. Datoritã pierderilor care au loc în maşinã, după ce aceasta a fost pornită, având la pornire temperatura mediului ambiant, aceasta va începe sã se încãlzeascã. La început, cea mai mare parte din cãldurã este înmagazinatã în pãrţile componente ale maşinii, ridicând temperatura acestora, restul fiind evacuatã în mediul înconjurãtor. Pe mãsurã ce temperatura maşinii creşte, cãldura cedatã mediului ambiant creşte, pentru o anumitã încãlzire, cãldura cedatã devenind egalã cu cea produsã. În acest moment se atinge echilibrul termic şi temperatura maşinii rãmâne staţionarã la o valoare numitã „temperatura de regim“.


Denumirea pierderilor

Componenţa pierderilor

Proporţionale cu: k Bmax ⋅ f (k = 1,6 ÷ 2)

Histerezis magnetic Pierderi în fier Pierderi constante

Pierderi variabile

Pierderi mecanice (prin frecare) Pierderi în cupru (prin efect JouleLenz)

Curenţi turbionari (Foucault) Ventilaţie

2 Bmax ⋅d2 ⋅ f

În lagãre Perii (colector sau inele de contact) Rezistenţa înfãşurãrilor statorice şi rotorice Rezistenţele de contact perii-colector, perii-inele

2

n x ( x = 1 ÷ 3) -

R⋅ I2 ∆U ⋅ I

Legendã: Bmax amplitudinea inducţiei magnetice în miezul feromagnetic; n turaţia motorului; f frecvenţa curentului; d grosimea tolei; R rezistenţa activã a înfãşurãrilor; I valoarea efectivã a curentului de sarcinã; ∆U cãderea de tensiune perii–colector sau perii–inele de contact. Funcţionarea corectã a maşinilor electrice impune anumite temperaturi limitã de regim, care sunt funcţie de clasele de izolaţie ale înfãşurãrilor acestora. Aceste temperaturi limitã de regim constituie supratemperaturi sau încãlziri admisibile pentru diferite pãrţi componente ale maşinilor electrice, fixate în ipoteza cã temperatura mediului înconjurãtor este de +40°C, iar altitudinea la care funcţioneazã este maxim 1000 m faţã de nivelul mãrii. În tabelul 2.2. sunt indicate supratemperaturile admisibile standardizate în °C – STAS 1893-22, care pentru izolaţia înfãşurãrilor nu trebuie depãşite în orice punct al acestora, în caz contrar, viaţa izolaţiei, de circa 15ani, scãzând foarte rapid. Tabelul 2.2. Clasa de izolaţie Partea componentã A E B F H a maşinii Înfãşurãrile de c.a. şi c.c. ale maşinilor cu puteri nominale sub 5000kW sau 5000kVA Înfãşurãri izolate, închise în mod continuu asupra lor însele Miez magnetic şi alte pãrţi în contact cu înfãşurãrile Colectoare şi inele de contact protejate sau nu

50-60

55-75

70-90

85-110

105-135

60

75

80

100

125

60

75

80

100

125

60

70

60

90

100

Calculul încãlzirii maşinilor electrice presupune determinarea temperaturilor de regim şi compararea cu supratemperaturile admisibile standardizate.


Pierderile totale din motor sunt determinate de randamentul maşinii care variazã cu încãrcarea motorului. Pentru o anumitã sarcinã a motorului, randamentul va fi: P P2 η= 2 = P1 P2 + p

∑

de unde rezultã:

∑p=

1− η P2 η

în care s-a notat cu: p - pierderile totale din maşinã;

∑

P2 - puterea utilã la arbore; η - randamentul motorului corespunzãtor puterii P2. Dacã notãm cu Q cantitatea de cãldurã care se degajã în maşinã în unitatea de timp, ea este egalã cu suma pierderilor din maşinã: 1− η Q= p = P2 η În calculul încãlzirii maşinii electrice, vom considera cã aceasta este un corp omogen cu conductivitatea termicã perfectã, coeficientul de transmisie a cãldurii având aceeaşi valoare în toate punctele prin care se evacueazã cãldura. Cedarea de cãldurã în mediul înconjurãtor are loc prin: conducţie, convecţie şi radiaţie, prima fiind proporţionalã cu supratemperatura (diferenţa dintre temperatura maşinii şi cea a mediului ambiant), cea de-a doua cu supratemperatura la puterea 1,25 şi ultima cu supratemperatura la puterea a patra. Totuşi la examinarea proceselor termice ale maşinii, pentru simplificare vom considera cã cedarea de cãldurã este proporţionalã cu puterea întâi a supratemperaturii, deoarece rolul principal îl are aici cedarea de cãldurã prin conducţie şi convecţie. În aceste condiţii, ecuaţia diferenţialã a încãlzirii maşinii are forma: Q ⋅ dt = A ⋅ θ ⋅ dt + C ⋅ dθ (2.1) deci cantitatea de cãldurã degajatã de maşinã în intervalul de timp dt este egalã cu cantitatea de cãldurã cedatã parţial de maşinã mediului înconjurãtor şi cantitatea de cãldurã absorbitã de maşinã, C ⋅ dθ pentru ridicarea temperaturii cu dθ . În ecuaţia (2.1) s-a notat cu: A[J/s ⋅ kg ] coeficientul de transmisie a cãldurii: cantitatea de cãldurã cedatã de motor mediului înconjurãtor în unitatea de timp în cazul unei diferenţe de 1°C între temperatura motorului şi cea a mediului înconjurãtor; C[J/kg] capacitatea caloricã a maşinii: cantitatea de cãldurã necesarã maşinii pentru a-şi spori temperatura cu 1°C.

∑

Separând variabilele în ecuaţia (2.1) se obţine:


C C dt = ⋅ dθ = A dθ Q Q − A⋅θ −θ A

(2.2 )

Integrând membrul stâng al ecuaţiei (2.2) între 0 şi valoarea curentã oarecare a timpului, iar membrul drept între valoarea iniţialã oarecare θ0 şi valoarea curentã θ: t

θ

C ⌠ dθ dt =  A⌡ Q A−θ 0

∫

θ0

rezultã: Q − θ0 C t = ln A Q A −θ A şi rezolvând ecuaţia în raport cu θ se obţine: t t   − − (2.3) C  C Q θ = 1 − e A  + θ 0 ⋅ e A A    sau t t −  − Q θ = 1 − e T  + θ 0 ⋅ e T (2.4)  A   în care T = C / A [s] reprezintã constanta de timp termicã. Din ecuaţia (2.4) pentru t → ∞ rezultã: Q (2.5) θ max = A şi deci încãlzirea de regim se obţine dupã un timp teoretic infinit. Practic, echilibrul termic se considerã atins dupã t = (3 ÷ 4)T . Introducând (2.5) în (2.4) se obţine: t t  −  − (2.6) θ = θ max 1 − e T  + θ 0 ⋅ e T     care reprezentatã grafic conduce la curba (1) din figura 2.1. Dacã în momentul pornirii, temperatura maşinii era egalã cu cea a mediului înconjurãtor, atunci supratemperatura iniţialã θ 0 = 0 şi ecuaţia încãlzirii devine: t  −  T  θ = θ max 1 − e      care reprezentatã grafic conduce la curba (2) din figura 2.1.


(2.7)

Constanta de timp a încãlzirii T este o mãrime caracteristicã fiecãrei maşini, fiind definitã teoretic ca: timpul necesar în care se atinge încãlzirea de regim, dacã în acest interval nu se cedeazã cãldurã mediului ambiant, adicã Q ⋅ dt = C ⋅ dθ . Totodatã, numeric, T reprezintã acel timp în care maşina cedând cãldurã mediului înconjurãtor, atinge o creştere a temperaturii egalã cu 0,632θmax. Fig. 2.1. Într-adevãr, din ecuaţia (2.7.), pentru t = T rezultã:  1 (2.8) θ = θ max 1 −  = 0,632 θ max  e Practic, constanta de timp a încãlzirii are o importanţã deosebitã în determinarea regimului termic al motorului, deci a puterii acestuia. Ea este cu atât mai mare cu cât dimensiunile maşinii sunt mai mari, deoarece în acest caz creşte capacitatea termicã (C) a maşinii. De asemenea T este cu atât mai mare cu cât turaţia motorului este mai micã, deoarece în acest caz ventilaţia maşinii este mai proastã şi deci coeficientul de transmitere a cãldurii (A) mai mic. În tabelul 2.3. se indicã orientativ valorile constantei de timp a încãlzirii în funcţie de tipul constructiv al maşinii. Tabelul 2.3. Constanta termicã Tipul constructiv al maşinii de timp a maşinii T [min] Maşini cu ventilaţie exterioarã, forţatã 35 – 95 Motoare asincrone în scurtcircuit cu autoventilaţie, cu 11 – 22 diametrul rotoric de 105–140mm Motoare asincrone cu rotor bobinat de execuţie deschisã, 25 – 90 cu diametrul rotoric de 150–600mm Maşini deschise cu autoventilaţie, cu diametrul rotoric de 90 – 150 600-2000mm Maşini capsulate, cu diametrul rotoric de 400-600mm 210 – 300 Motoare de curent continuu, de execuţie deschisã, cu 25 – 90 diametrul rotoric de 400-600mm Maşini electrice mici capsulate 30 - 120 Dacã maşina lucreazã în regim de duratã cu încãrcarea nominalã Pn, cãreia îi corespund pierderile Qn, în ipoteza cã încãlzirea începe de la θ 0 = 0 , temperatura ei va creşte conform relaţiei:


t  −   T θ = θ max 1 − e      temperatura maximã atinsã în cazul stabilirii echilibrului termic fiind: Q θ max = n A Dacã acelaşi motor lucreazã tot în regim de duratã, însã cu sarcina P1< Pn, cãreia îi corespund pierderile Q1 < Qn, sau cu sarcina P2 > Pn, cãreia îi corespund pierderile totale Q2 > Qn, atunci curbele de încãlzire ating temperaturile de regim θ1 = Q1 / A < θ max şi θ 2 = Q2 / A > θ max , aşa cum se constatã în figura 2.2. Considerând cã temperatura maximã admisã pentru clasa de izolaţie a motorului este θmax, rezultã cã în cazul când acesta funcţioneazã în regim de duratã cu sarcina P1 < Pn şi θ1 < θ max , el va fi subîncãrcat din punct de vedere termic, fiind incomplet utilizat. Dacã însã motorul funcţioneazã în regim de duratã cu sarcina P2 > Pn şi θ 2 > θ max , atunci el va fi supraîncãrcat termic ceea ce poate conduce la deteriorarea izolaţiei înfãşurãrilor şi la scoaterea lui din funcţiune. Conform figurii 2.2., în acest caz, motorul atinge temperatura maximã admisã de clasa de izolaţie ( θ max ) dupã un timp t1. Practic, acest fapt este foarte important, deoarece el aratã cã motorul poate fi supraîncãrcat, însã numai pentru un interval scurt de timp t1, fãrã a depãşi temperatura maximã. Fig. 2.2. Dacã dupã un timp de funcţionare se întrerupe alimentarea motorului electric, acesta va începe sã se rãceascã. Fiind decuplat de la reţea, pierderile în motor şi deci cantitatea de cãldurã degajatã în motor în unitatea de timp Q = 0. În aceastã situaţie, ecuaţia echilibrului termic (2.1) devine: (2.9) A′ ⋅ θ ⋅ dt + C ⋅ dt = 0 , în care s-a notat cu A' coeficientul de transmisie a cãldurii în cazul rãcirii. Deoarece prin oprirea motorului condiţiile de ventilaţie se înrãutãţesc, ducând astfel la micşorarea capacitãţii de cedare a cãldurii în mediul înconjurãtor, A' va fi mai mic decât A. Separând variabilele în ecuaţia (2.9) se obţine: C dθ dt = − ⋅ (2.10) A′ θ .


Integrând membrul stâng al ecuaţiei (2.10) între 0 şi valoarea curentã t a timpului, iar membrul drept între valoarea supratemperaturii de la care începe rãcirea θmax şi valoarea curentã θ: θ

t

C ⌠ dθ dt = −  A′ ⌡ θ 0

∫

θ max

rezultã: t =−

C θ ln A′ θ max

şi rezolvând ecuaţia în raport cu θ se obţine: θ = θ max ⋅ e

−

t C / A′

(2.11)

sau: t

− (2.12) θ = θ max ⋅ e T ′ în care T ′ = C / A′ [s] reprezintã constanta de timp termicã a rãcirii. Deoarece A'
2.2. Servicii de funcţionare Regimul de funcţionare al unei maşini electrice constã din ansamblul valorilor numerice ale mãrimilor electrice şi mecanice care caracterizeazã funcţionarea sa la un moment dat. Serviciul de funcţionare al unei maşini electrice constã în precizarea succesiunii şi duratei de menţinere a regimurilor care îl compun.


Serviciul tip de funcţionare al unei maşini electrice reprezintã un serviciu de funcţionare convenţionalã care este caracterizat printr-o succesiune standardizatã a regimurilor sale componente. În sistemele electrice de acţionare, motoarele sunt obligate sã funcţioneze în diferite servicii, impuse de procesul tehnologic şi de productivitatea maşinilor de lucru. În practica construcţiei motoarelor electrice, acestea sunt proiectate pentru un anumit serviciu nominal, care reprezintã un serviciu de funcţionare tip, atribuit acestora, la care ele corespund integral. Dintre cele opt servicii tip, definite ca servicii nominale standard în STAS 1893-72, în cazul motoarelor de acţionare a mecanismelor navale se întâlnesc mai frecvent urmãtoarele: continuu – S1; de scurtã duratã – S2 şi intermitent periodic – S3. În figura 2.4 sunt reprezentate grafic cele trei servicii de funcţionare amintite, indicându-se variaţia în timp a pierderilor totale de putere Q, a încãlzirii θ şi a vitezei unghiulare Ω.

Fig. 2.4. Serviciul continuu, notat convenţional cu indicativul S1, se caracterizeazã prin aceea cã motorul funcţioneazã aperiodic, cu o sarcinã constantã într-un interval de timp t a > (3 ÷ 4)T , suficient pentru ca echilibrul termic sã fie atins. În acest interval de timp, diferitele pãrţi ale motorului ajung la supratemperaturile lor de regim staţionar. Deşi la pornire pierderile totale de putere sunt mai mari decât pierderile de duratã, influenţa acestei majorãri asupra procesului termic al motorului este neglijabilã, pornirile având loc la intervale mari de timp. Un astfel de serviciu corespunde motoarelor de acţionare a pompelor ce deservesc motorul principal de marş şi motoarele auxiliare, compresoarelor, ventilatoarelor etc. Serviciul de scurtã duratã, notat convenţional cu indicativul S2, se caracterizeazã printr-o funcţionare aperiodicã a motorului cu sarcinã constantã întrun interval de timp t a < (3 ÷ 4)T , inferior deci celui necesar atingerii echilibrului termic. Motorul este deconectat apoi de la reţea, o perioadã de timp t 0 > (3 ÷ 4)T ′ suficientã ca el sã se rãceascã pânã la temperatura mediului ambiant, o nouã


funcţionare având loc dupã rãcirea completã a sa. Duratele standardizate pentru intervalul activ de timp ta sunt 10, 30, 60 şi 90 minute. Un astfel de serviciu corespunde motoarelor de acţionare a vinciurilor de ancorã, vinciurilor traul etc. Serviciul intermitent periodic, notat convenţional cu indicativul S3, se caracterizeazã printr-o funcţionare ciclicã a motorului electric, un ciclu de duratã tc fiind compus dintr-un timp activ ta, în care motorul este încãrcat cu o sarcinã constantã şi un timp de pauză t0. Deoarece sunt îndeplinite condiţiile t a < (3 ÷ 4)T şi t 0 < (3 ÷ 4 )T ′ , rezultã cã nu se atinge echilibrul termic în cursul unui ciclu de funcţionare. Încãlzirea motorului nu este influenţatã de porniri sau frânãri. Un astfel de serviciu corespunde motoarelor de acţionare a vinciurilor de încãrcare-descãrcare. STAS 1893-72 mai precizeazã cã dacã frecvenţa de conectare este mai mare decât şase se adoptã una din valorile 60, 90, 120, 240, 360, 480 sau 600 de conectãri pe orã. 2.3. Alegerea puterii motoarelor electrice de acţionare funcţionând în serviciu continuu Motoarele electrice ce funcţioneazã în serviciu continuu pot fi încãrcate cu sarcini constante sau variabile în timp, în funcţie de natura mecanismului de lucru acţionat. Motorul trebuie astfel ales încât sã funcţioneze o perioadã oricât de îndelungatã, fãrã ca supratemperatura pãrţilor lui componente sã depãşeascã valorile admisibile. Alegerea motorului în acest serviciu se face în funcţie de caracterul sarcinii: constantã sau variabilã în timp. 2.3.1. Alegerea puterii motoarelor electrice funcţionând în serviciu continuu cu sarcini constante Pentru mecanismele care funcţioneazã cu o sarcinã constantã sau puţin variabilã în timp, alegerea puterii motorului de acţionare este extrem de simplã, dacã este cunoscutã cu suficientã aproximaţie puterea constantã cerutã de mecanism. În acest caz nu mai este necesar sã se verifice motorul la încãlzire sau la suprasarcinã în timpul funcţionãrii. Alegând motorul cu puterea arãtatã mai sus, este sigur cã aceasta este cea maximã admisibilã din punct de vedere al încãlzirii, deoarece fabrica constructoare a efectuat calculele şi încercãrile pornind de la considerentul utilizãrii la maximum a materialelor la puterea nominalã a motorului. La pornire, pierderile din motor vor fi mai mari decât la sarcina nominalã, însã ele vor putea fi neglijate, deoarece în aceste condiţii pornirea se efectueazã destul de rar şi deci nu poate avea o influenţã importantã asupra încãlzirii motorului. Numai în anumite cazuri este necesar sã se verifice cuplul de pornire al motorului, având în vedere cã unele mecanisme au o rezistenţã de frecare mãritã şi uneori necesitã cupluri dinamice destul de mari. Practic, pentru alegerea puterii motorului, funcţionând în serviciu continuu cu sarcinã constantã se procedeazã astfel:


-

cunoscând cuplul de sarcină Ms, la arborele maşinii de lucru, se determină cuplul static rezistent raportat la arborele motorului electric:

Ms (2.13) [N ⋅ m ] i⋅η în care s-a notat cu i raportul de transmisie al reductorului şi cu η randamentul transmisiei. - se determinã puterea de calcul Pc, corespunzãtoare cuplului Msr: M ⋅n (2.14) Pc = sr c [kW ] 9550 unde nc [rot/min] reprezintã turaţia de calcul ; - din cataloagele de motoare electrice destinate serviciului continuu S1 se alege un motor ai cãrui parametri nominali sã verifice relaţiile: (2.15) PN ≥ Pc şi n N ≥ nc Dacã puterea mecanismului nu este cunoscutã iniţial (cazul pompelor, ventilatoarelor etc.), puterea de calcul Pc se determinã cu ajutorul unor formule empirice rezultate din experienţa de cercetare şi producţie. La mecanismele insuficient cunoscute, puterea de calcul se determinã prin ridicarea diagramelor de sarcinã cu ajutorul aparatelor înregistratoare montate la instalaţiile similare existente în exploatare. M sr =

2.3.2. Alegerea motoarelor electrice funcţionând în serviciu continuu cu sarcini variabile în timp Alegerea puterii motorului electric funcţionând cu sarcinã de duratã, variabilã în timp (în trepte sau dupã o curbã oarecare) se face mult mai dificil decât în cazul anterior. Considerãm cazul când sarcina motorului şi pierderile de putere variazã în trepte conform figurii 2.5. Alegerea puterii motorului electric constã în determinarea puterii lui nominale, astfel încât acesta sã poatã acţiona maşina cu diagrama de sarcină din figura 2.5, fãrã a fi suprasolicitat termic sau insuficient utilizat.


Fig. 2.5. Dacã alegerea puterii motorului s-ar face dupã sarcina maximã, atunci ar avea loc o supradimensionare şi deci o slabã utilizare a acestuia, care din punct de vedere energetic ar contribui la creşterea pierderilor de energie. Motorul se poate alege în funcţie de puterea medie numai la variaţii mici ale sarcinii, de ordinul 2030% în jurul unei valori medii. În cazul unor variaţii mai importante ale sarcinii, se alege iniţial un motor având puterea nominalã în serviciul continuu S1, egalã cu (1,1-1,6) P, P fiind puterea medie aritmeticã pe ciclu cerutã de sarcinã. Motorul astfel ales se va verifica la încãlzire prin metoda mãrimilor echivalente. Aceastã metodã constã în determinarea unor sarcini echivalente constante, care în timpul unui ciclu de funcţionare tc sã conducã la aceeaşi temperaturã finalã a maşinii ca şi în cazul real. 2.3.2.1. Metoda pierderilor medii Presupunem cã se cunoaşte diagrama de pierderi a motorului datã de pierderile Q1 , Q2 , K , Qn în timpul unui ciclu de funcţionare, cãrora le corespund intervalele de timp t1 , t 2 , K , t n (fig. 2.5.). Aceastã metodã se bazeazã pe observaţia des confirmatã în practicã, cã în regim termic stabilizat, încãlzirea atinsã de motor la sfârşitul unui ciclu de funcţionare nu diferã de încãlzirea medie pe ciclu. În aceste condiţii este posibilã înlocuirea diagramei reale de sarcinã în care pierderile variazã în timp, cu una echivalentã, în care pierderile se considerã constante, egale cu Qe, încãlzirea maşinii la sfârşitul ciclului de funcţionare tc fiind aceeaşi în ambele cazuri, egalã cu θn. În cazul diagramei de sarcinã reale, variaţia supratemperaturii motorului, în baza relaţiei (2.4) are loc conform relaţiilor:


t  −1  Q1  T θ1 = 1 − e ; θ 0 = 0  A     t2 t −  − 2  Q2  T  1− e + θ1 e T θ 2 =   A     (2.16) LLLLLLLLLLLL  t n −1 t n −1 θ = Qn −1 1 − e − T  + θ e − T n−2  n −1  A     tn tn   θ = Qn 1 − e − T  + θ e − T n −1   n A    În ipoteza cã motorul funcţioneazã în serviciu continuu cu o sarcinã constantã, cãreia îi corespund pierderile constante Qe, supratemperatura atinsã de motor la sfârşitul ciclului tc va fi:

t  − c  (2.17) 1 − e T      Egalând termenii din partea dreaptã a ultimei relaţii din egalitãţile (2.16) şi relaţiei (2.17) se obţine:

Q θn = e A

t t t   − c  − n  − n 1 − e T  = Q n 1 − e T  + θ n −1 e T (2.18)   A       Înlocuind în (2.18) pe θ n −1 cu valoarea sa în funcţie de din egalitãţile (2.16), pe θ n − 2 cu valoarea sa în funcţie de θ n −3 şi aşa mai departe, se obţine:

Qe A

Qe A

t  − c 1 − e T  

 Q n Qn − tn Qn −1 − tn Qn −1 − t n −1 + tn = − e T + e T − e T +L  A A A A  −

t 2 + t 3 +K+ t n T

−

t1 + t 2 +K+ t n T

(2.19)

Q1 Q e − 1e A A −x Dezvoltând termenii e în serie şi reţinând numai primii doi termeni ai fiecãrei serii, (2.19) devine: Qe ⋅ t c Q1 ⋅ t1 Q2 ⋅ t 2 Q ⋅t Q ⋅t (2.20) = + + L + n −1 n −1 + n n A⋅T A⋅T A⋅T A⋅T A⋅T +


Înmulţind relaţia (2.20) cu t c = t1 + t 2 + L + t n , rezultã în final:

A⋅T

şi ţinând seama de faptul cã

Q1 ⋅ t1 + Q2 ⋅ t 2 + L + Qn ⋅ t n (2.21) t1 + t 2 + L + t n Aproximaţia datã de relaţia (2.21) este suficientã dacã t T < 0, 2 . Metodica de calcul pentru aplicarea metodei pierderilor medii este urmãtoarea: - se alege iniţial din diagrama de sarcinã realã, datã sub forma variaţiei în timp a puterii la arbore, un motor cu puterea nominalã în serviciul S1, egalã cu puterea medie de sarcinã, majoratã cu 10 – 50% (cu atât mai mult cu cât graficul de sarcinã este mai neregulat); - se calculeazã pierderile de putere Qe pentru fiecare putere de sarcinã Pk, cu relaţia: 1 − ηk (2.22) Qk = Pk ηk Qe =

în care η k reprezintã randamentul motorului la puterea utilã Pk din intervalul de timp tk; - se calculeazã pierderile medii cu relaţia (2.21) şi se verificã relaţia: (2.23) Qe ≤ Q N în care QN reprezintã pierderile de putere totale nominale ale motorului ales iniţial. Dacã condiţia (2.23) nu este îndeplinitã se alege un alt motor de putere nominalã imediat superioarã din scara puterilor standardizate şi se reface calculul descris. Fiind o metodã de aproximãri succesive necesitã calcule laborioase. Este apreciatã ca una dintre cele mai exacte metode în estimarea supratemperaturii medii în regim termic stabilizat, deşi ea nu oferã indicaţii referitoare la încãlzirea maximã atinsã în cursul unui ciclu de funcţionare. Metoda are ca dezavantaj principal faptul cã necesitã cunoaşterea curbei de variaţie a randamentului motorului în funcţie de puterea sa mecanicã utilã. Se aplicã la motoarele cu autoventilaţie şi turaţie practic constantã (caracteristică mecanicã rigidã) cât şi la motoarele cu ventilaţie independentã. Dacã turaţia variazã sunt necesare corecţii. 2.3.2.2. Metoda curentului echivalent Aceastã metodã se aplicã în cazurile în care diagrama de sarcinã este datã sub forma variaţiei în timp a curentului (în trepte sau dupã o curbã oarecare). Ea constã în înlocuirea diagramei de sarcinã reale, în care curentul variazã în timp, cu una echivalentã în care curentul (numit curent echivalent) este constant, egal cu Ie. Curentul echivalent este acel curent constant care produce într-un ciclu de funcţionare aceleaşi pierderi ca şi curenţii I 1 , I 2 , K , I n din diagrama realã şi pentru care motorul, funcţionând în serviciu continuu, nu va depãşi încãlzirea maximã admisã θ max .


Determinarea valorii curentului echivalent Ie se face în baza relaţiei (2.21) ţinând seama cã pierderile totale de putere se compun din pierderile constante qc, care nu depind de sarcinã şi pierderile variabile qxv care variazã cu pãtratul curentului de sarcinã. În aceste condiţii relaţia (2.21) devine: q c + q xv =

(q c + q1v ) t1 + (q c + q 2v ) t 2 + L + (q c + q nv ) t n t1 + t 2 + L + t n

(2.24)

pierderile variabile fiind de forma: q xv = c ⋅ I x2 ⋅ R ,

(2.25)

unde R este rezistenţa indusului, iar c o constantã ce depinde de numãrul de faze. Ţinând cont de (2.25) ecuaţia (2.24) devine: q c + cRI e2 =

(q

)

(

)

(

)

+ cRI 12 ⋅ t1 + q c + cRI 22 ⋅ t 2 + L + q c + cRI n2 ⋅ t n t1 + t 2 + L + t n de unde rezultã: I 2 ⋅ t + I 22 ⋅ t 2 + L + I n2 ⋅ t n q c + cRI e2 = q c + cR 1 1 t1 + t 2 + L + t n şi în final se obţine: c

(2.26)

(2.27)

I 12 t1 + I 22 t 2 + L + I n2 t n (2.28) t1 + t 2 + L + t n Curentul Ie calculat cu relaţia (2.28), este echivalent în sensul cã, având valoarea constantã la funcţionarea de duratã, produce aceeaşi încãlzire ca şi curenţii I1 , I 2 ,K , I n . Dupã cum se remarcã, metoda curentului echivalent este simplã şi aproape singura metodã folositã în practicã pentru alegerea puterii motorului funcţionând cu sarcini de duratã variabile în timp. Eroarea care se comite prin aplicarea acestei metode este practic neglijabilã, ea provenind din faptul cã în tot timpul funcţionãrii motorului pierderile în fier şi prin frecare sunt considerate constante. În deducerea relaţiei (2.28) s-a considerat cã pe tot parcursul ciclului de funcţionare tc, constanta de timp termicã T este inavriabilã iar timpii de funcţionare la sarcinã constantã, deci şi la curent constant, pe diferitele trepte de încãrcare sunt mici faţã de constanta de timp (t T < 0,2) . În realitate constanta de timp T variazã, la pornire, frânare electricã şi în repaus, fiind mai mare decât la funcţionare cu turaţia nominalã, deoarece coeficientul de transmisie a cãldurii A este mai mic, condiţiile de ventilaţie înrãutãţindu-se. Astfel, în cazul deconectãrii motorului de la reţea, variaţia supratemperaturii maşinii, în baza ecuaţiei (2.12) este datã de: Ie =

θ = θ max ⋅ e

−


t0 T′

(2.29)

unde:

t0 – durata pauzei; T' – constanta de timp pentru perioada de pauzã. Pentru a putea considera, atât în timpul funcţionãrii cât şi în timpul pauzei, aceeaşi constantã de timp, trebuie sã introducem în ecuaţia (2.29) în locul constantei T', constanta de timp termicã a încãlzirii T. În acest scop se scrie ecuaţia (2.29) sub forma: −

t0 T ⋅

−β

t0

−

t 0′

(2.30) θ = θ max ⋅ e T T ′ = θ max ⋅ e T = θ max ⋅ e T unde: t 0′ = β t 0 - timpul de pauzã corectat; T β = < 1 - factorul de corecţie. T′ Aşadar, la pornire, frânare şi în repaus, când ventilaţia este mai slabã (T ′ > T ) , pentru a considera T = ct. este necesar sã se modifice timpii corespunzãtori, prin introducerea unor coeficienţi de corecţie determinaţi experimental. Pentru exemplificare considerãm diagrama de sarcinã din figura 2.6 în care s-a indicat şi variaţia turaţiei în timp. Din aceasta se observã cã în intervalele de timp t1 şi t5, când are loc funcţionarea cu o turaţie micã, respectiv t2 şi t4, când produce o accelerare, respectiv frânarea motorului, ventilaţia maşinii este mai slabã decât în intervalul t3, când maşina funcţioneazã cu turaţia nominalã.

Fig. 2.6. Conform celor arãtate anterior, pentru a putea considera T = ct. pe întreg ciclul de funcţionare şi a elimina erorile, în baza expresiei (2.28) curentul se va calcula cu relaţia: I 22 t1 + I 32 t 2 + I 22 t 3 + I 12 t 4 + I 22 t 5 (2.31) β1t1 + β1t 2 + t 3 + β 4 t 4 + β 5 t 5 în care factorii de corecţie se considerã egali cu: • β1= β5= 0,5 şi β2= β4= 0,75 în cazul motoarelor de c.c. deschise sau autoventilate; Ie =


• β1= β5= 0,25 şi β2= β4= 0,5 în cazul motoarelor asincrone. Dupã determinarea curentului echivalent Ie se alege din catalogul de motoare electrice destinate serviciului continuu S1, motorul al cãrui curent nominal satisface relaţia: (2.32) Ie ≤ I N Dupã alegerea puterii motorului se verificã cuplul de pornire şi capacitatea de supraîncãrcare. În cazul motoarelor de c.c. se va face verificarea la suprasarcina de curent: I MAX (2.33) ≤ λi IN în care IMAX reprezintã valoarea maximã a curentului din diagrama de sarcinã, iar λI= (2÷3) este suprasarcina relativã de curent a motorului ales din catalog. Dacã condiţia (2.33) nu este verificatã, se alege din catalog un motor de putere mai mare, ţinându-se seama de capacitatea de supraîncãrcare a motorului şi nu de condiţiile de încãlzire. Sunt mecanisme de lucru a cãror diagramã de sarcinã I = f (t) se prezintã sub forma unei curbe neregulate ca în figura 2.7. Pentru o astfel de diagramã, curentul echivalent se determinã cu relaţia: Ie =

1 tc

t4

∫I

2

dt

(2.34)

0

Calculul integralei din ecuaţia (2.34) se face cu planimetrul. În lipsa acestuia se descompune diagrama de sarcinã într-o serie de porţiuni rectilinii, curentul echivalent calculându-se cu relaţia (2.28).

Fig. 2.7. Pentru a putea utiliza relaţia (2.28), suprafeţele triunghiulare şi cele trapezoidale din diagramã se înlocuiesc cu suprafeţe dreptunghiulare echivalente.


Pentru suprafeţele triunghiulare (intervalul de timp t1 din fig. 2.7), curentul echivalent Ie, se calculeazã cu relaţia (2.34). În intervalul de timp t1 curentul variazã liniar conform relaţiei: I= a · t (2.35) în care, cu notaţiile din fig. 2.7 I (2.36) a = 1 = ct. t1 Ţinând cont de (2.35) şi (2.36) prin aplicarea relaţiei (2.34) rezultã t

I e1 =

3 I 1 1 2 2 1 2 t1 a ⋅ t dt = ⋅a ⋅ = 1 t1 0 t1 3 3

∫

(2.37)

Pentru suprafeţele trapezoidale(intervalul de timp t5) curentul variazã conform expresiei: I= b + c · t (2.38) în care constantele b şi c se determinã din condiţiile: t = 0; I = I 4 (2.39)  t = t 5 ; I = I 5 Rezultã deci: b = I4 (2.40) respectiv I − I4 c= 5 (2.41) t5 Ţinând seama de (2.38) prin aplicarea relaţiei (2.34) se obţine: I e5

1 = t5

t5

∫ (b + ct ) dt = 2

0

1 b 2 + b ⋅ c ⋅ t 5 + c 2 ⋅ t 52 3

şi ţinând cont de (2.40) şi (2.41), rezultã: I 42 + I 4 ⋅ I 5 + I 52 (2.42) 3 şi I e5 , în diagrama de sarcinã din figura 2.2 I e5 =

Prin calcularea curenţilor I e1

curba oarecare de variaţie a curentului în timp se poate înlocui printr-o variaţie în trepte. În aceste condiţii, aplicând relaţia (2.28) se obţine: Ie =

I e21 t1 + I 12 t 2 + I 22 t 3 + I 32 t 4 + I e25 t 5 t1 + t 2 + t 3 + t 4 + t 5

în care I e1 şi I e5 au fost calculaţi cu relaţia (2.37) respectiv (2.42).


(2.43)

2.3.2.3. Metoda cuplului şi puterii echivalente În cazurile practice diagrama de sarcinã se prezintã sub forma variaţiei în timp a cuplului M = f(t), nu a curentului. Este mai comod a înlocui metoda curentului echivalent cu metoda cuplului echivalent. Se ştie cã pentru orice tip de motor electric este valabilã relaţia: (2.44) M = KΦI Pentru motoarele de c.c. cu excitaţie în derivaţie, asincrone, în regim normal de funcţionare, motoarele de c.a. cu colector şi pentru motoarele sincrone, deci pentru motoarele cu caracteristicã mecanicã rigidã, fluxul inductor Φ poate fi considerat practic constant şi în acest caz relaţia (2.44) devine: (2.45) M = C· I În aceastã situaţie ţinând seama de (2.45), relaţia (2.28) devine: M 12 t1 + M 22 t 2 + K + M n2 t n (2.46) t1 + t 2 + K + t n În cazul în care diagrama de sarcinã M = f(t) se prezintã sub forma unei curbe oarecare, cuplul echivalent se va calcula, în baza relaţiilor (2.34) şi (2.45) cu formula: Me =

1 Me = tc

tc

∫M

2

dt

(2.47)

0

Dupã calcularea cuplului echivalent Me se alege din catalogul de motoare electrice destinate serviciului continuu, motorul al cãrui cuplu nominal satisface relaţia: (2.48) Me ≤ MN Motorul astfel ales se verificã apoi la suprasarcinã cu ajutorul relaţiei: M MAX (2.49) ≤λ MN în care MMAX este cuplul maxim din diagrama de sarcinã, iar λ este coeficientul de supraîncãrcare al motorului ales din catalog. Dacã, cuplul nominal MN al motorului ales nu satisface condiţiile de pornire sau de supraîncãrcare, atunci se alege un motor cu o putere majoratã corespunzãtor. Deoarece cazul motoarelor de c.c. cu excitaţie serie şi mixtã nu valideazã relaţia (2.45), fluxul inductor variind odatã cu curentul de sarcinã, pentru alegerea puterii acestor tipuri de motoare nu se poate utiliza metoda cuplului echivalent, ci cea a curentului echivalent. Uneori în locul metodei cuplului echivalent se poate folosi metoda puterii echivalente. Într-adevãr, ţinându-se seama cã P = M·Ω, în ipoteza cã puterea motorului pentru diferite încãrcãri este aproape constantã, ceea ce practic se poate admite în cazul motoarelor de c.c., cu excitaţie în derivaţie, motoarelor asincrone şi


îndeosebi în cazul motoarelor sincrone, rezultã cã relaţia (2.46) se poate scrie sub forma: P12 t1 + P22 t 2 + K + Pn2 t n (2.50) t1 + t 2 + K + t n Dupã calcularea puterii echivalente Pe cu relaţia (2.50), se alege din catalogul de motoare electrice destinate serviciului continuu – S1, motorul a cãrui putere nominalã PN satisface relaţia: (2.51) Pe ≤ PN Pe =

Relaţia (2.50) s-a stabilit în ipoteza cã randamentul motorului nu variazã cu sarcina şi în plus în cazul motoarelor de c.a. cosϕ = 1. Datoritã acestor ipoteze simplificatoare, metoda puterii echivalente duce la rezultate mai puţin precise ca celelalte metode, motiv din care nu se recomandã utilizarea ei decât orientativ. Din punct de vedere al preciziei, cea mai recomandabilã este metoda curentului echivalent. De obicei metoda puterii echivalente se aplicã atunci când se poate mãsura direct puterea absorbitã. Pentru dimensionarea mai precisã a motoarelor în funcţie de variaţia sarcinii în cele mai diferite condiţii, se poate utiliza şi calculatorul numeric. Folosirea acestuia permite generalizarea alegerii puterii motoarelor electrice ţinând seama de ansamblul corelaţiilor sarcinã – motor – sistem de comandã.

2.4. Alegerea puterii motoarelor electrice de acţionare funcţionând în serviciu de scurtã duratã Serviciul de scurtã duratã se caracterizeazã prin faptul cã în timpul funcţionãrii temperatura motorului nu poate atinge valoarea staţionarã, durata acţionãrii fiind micã (ta<3T), iar pauza este suficient de mare (t0>3Tţ), asigurându-se astfel rãcirea motorului pânã la temperatura mediului înconjurãtor. La alegerea puterii motorului de acţionare trebuie sã se aibã în vedere faptul cã nu este recomandabilã folosirea unui motor construit pentru funcţionare în serviciu continuu – S1 în serviciu de scurtã duratã – S2. Pentru a demonstra acest lucru considerãm cã un motor de putere nominalã PN destinat funcţionãrii de duratã este pus sã funcţioneze în serviciu de scurtã duratã un timp ta, fãrã ca încãlzirea maxim admisã – θmax sã fie depãşitã . În cazul funcţionãrii motorului în serviciu continuu, supratemperatura maximã, atinsã dupã un timp teoretic infinit, conform relaţiei(2.7) va fi: ∞ −  Q  Q (2.52) θ max = N 1 − e T  = N ,  A  A  în care QN reprezintã, pierderile în serviciu continuu.


În serviciul de scurtã duratã, încãrcând motorul cu o sarcinã la arbore PS>PN, supratemperatura va atinge valoarea de regim staţionar Qmax dupã un timp ta, conform (2.7) şi (2.5) fiind: t − a  Q s  1−e T , θ max = (2.53)  A   în care QS reprezintã pierderile în serviciu de scurtã duratã (QS > QN). Din ecuaţiile (2.52) şi (2.53) rezultã: t  − a   Q N = Qs 1 − e T  ,     de unde: Qs (2.54) t a = T ln . Qs − Q N Notând cu pt = QS/QN raportul între pierderile în serviciul de scurtã duratã, şi pierderile în serviciul continuu, denumit suprasarcinã relativã termicã, relaţia (2.54) devine: p (2.55) ta = T ln t pt − 1 Cunoscând suprasarcina termicã pt se poate determina suprasarcina relativã mecanicã pM: P (2.56) pM = s PN unde Ps şi PN reprezintã puterile în serviciul de scurtã, respectiv lungã duratã. Prin alegerea unor motoare destinate serviciului continuu, pentru funcţionarea în serviciul de scurtã duratã, coeficientul de suprasarcinã λ (suprasarcina electricã) s-ar reduce mult, ceea ce ar reprezenta dificultãţi în exploatare. Astfel, se constatã cã un motor cu λ=2,2 în serviciu continuu, pus sã funcţioneze în serviciul de scurtã duratã cu suprasarcina relativã termicã pt = 2, îşi va produce suprasarcina electricã la valoarea λ = 1,1. Din acest motiv, motoarele destinate sã lucreze în serviciu de scurtã duratã au o construcţie specialã, asigurând o capacitate de supraîncãrcare electricã mai mare (λ = 1,5 ÷ 2), înfãşurãrile lor fiind executate potrivit acestor solicitãri. Ele trebuie deci alese dupã un catalog special, al seriei de motoare destinate serviciului de scurtã duratã. Din aceastã categorie fac parte motoarele de acţionare a vinciurilor de ancorã, cabestanelor, vinciurilor traul etc. Alegerea motoarelor de acţionare a mecanismelor navale cu sarcini de scurtã duratã, se face pe baza puterii de vârf urmând apoi a fi verificate la încãlzire printruna din metodele mărimilor echivalente, de obicei a cuplului sau curentului echivalent. Un astfel de exemplu va fi prezentat în capitolul 5.


2.5. Alegerea puterii motoarelor electrice de acţionare funcţionând în serviciu intermitent Serviciul intermitent se caracterizeazã prin aceea cã motorul este conectat la reţea şi funcţioneazã un timp ta, dupã care este deconectat urmând o perioadã de pauzã t0 când motorul este oprit. În figura 2.8. este prezentatã o diagramã de sarcinã din care se observã cã intervalele de funcţionare alterneazã cu intervalele de pauzã. De remarcat cã în timpul funcţionãrii temperatura motorului nu atinge valoarea staţionarã, deci ta < (3÷4)T' iar în timpul pauzelor motorul nu se poate rãci pânã la temperatura mediului ambiant, adicã t0 < (3÷4)T'. Durata unui ciclu, pânã la care funcţionarea se considerã intermitentã, este standardizatã la valoarea tc=10 min. O mãrime importantã ce caracterizeazã funcţionarea motoarelor în serviciu intermitent este durata relativã de acţionare DA: ta (2.57) DA = , t a + t0 sau în procente: ta (2.58) 100 , DA[%] = t a + t0 pentru care s-au fixat urmãtoarele valori standardizate: 15%, 25%, 40% şi 60%. În cazul diagramei de sarcinã din figura 2.8.: t +t +t +t +t ta t DA = 1 2 3 4 5 = = a . t1 + t 2 + t 3 + t 4 + t 5 + t 0 t a + t 0 t c Alegerea puterii motorului de acţionare funcţionând în serviciu intermitent se face pe baza puterii de calcul, rezultate din procesul tehnologic de producţie ce trebuie executat. Utilizând datele de proiectare, motorul fiind în prealabil ales, se construieşte diagrama de sarcinã M = f(t) sau I = f(t) şi se verificã la încãlzire prin metoda cuplului sau curentului echivalent.

Fig. 2.8.


Dacã ciclurile nu sunt identice, ci diferã mult ca încãrcare, calculul se face pentru acel ciclu în care se apreciazã cã are loc vârful cel mai mare de încãrcare.În funcţie de valoarea duratei relative de acţionare, rezultatã din diagrama de sarcinã, alegerea motorului de acţionare se poate face în douã moduri: a) conform unui catalog de motoare destinate funcţionãrii în serviciu continuu – S1 Se aplicã atunci când DA > 0,6 deoarece în acest caz capacitatea de supraîncãrcare a motorului este aproape egalã cu unitatea. Verificarea la încãlzire a motorului, ales pe baza puterii necesare în regim staţionar, se face prin metoda cuplului sau curentului echivalent, ţinându-se seama de întreg ciclul de funcţionare t c = t a + t0 . Aplicând metoda cuplului echivalent pentru diagrama de sarcinã din figura 2.8, conform relaţiei (2.46) se poate scrie: Me =

M 12 t1 + M 22 t 2 + M 32 t 3 + M 42 t 4 + M 52 t 5 . t1 + t 2 + t 3 + t 4 + t 5 + t 0

(2.59)

Este evident cã pe durata pauzei M 02 t 0 = 0 deoarece M0 = 0. De remarcat cã numitorul fracţiei de sub radical include şi timpul de pauzã t0. Dacã cuplul echivalent calculat cu relaţia (2.59) satisface condiţia: (2.60) Me ≤ MN , în care MN reprezintã cuplul nominal al motorului ales, acesta corespunde din punctul de vedere al încãlzirii maxime admise. Dacã condiţia (2.60) nu se îndeplineşte atunci se alege un motor de putere imediat superioarã şi se reface calculul. b) dupã un catalog de motoare destinate funcţionãrii în serviciul intermitent – S3 Se aplicã când 0,1 < DA < 0,6 pentru DA < 0,1 alegându-se motoare destinate funcţionãrii în serviciul de scurtã duratã – S2. Pentru îmbunãtãţirea condiţiilor de funcţionare, în cazul serviciului intermitent, se fabricã motoare speciale, cu cuplu de pornire şi cuplu maxim mãrite, pentru care se specificã în catalog durata relativã de acţionare. Se precizeazã cã aceste motoare nu se pot încãrca la puterea nominalã decât într-un interval de timp corespunzãtor duratei relative de acţionare indicate. Astfel, de exemplu, un motor de 10kW construit pentru DA = 40% se va putea încãrca la puterea nominalã timp de maximum 4 min., dupã care urmeazã o pauzã de 6 min. Deoarece constanta de timp termicã în perioada funcţionãrii (la încãlzire) T este diferitã de constantã de timp termicã T', pentru a utiliza metoda mãrimilor echivalente, care presupune T invariabil pe întreg ciclul, se corecteazã timpul de repaus şi se introduce noţiunea de duratã relativã de acţionare raportatã (corectatã) DAr. Pentru diagrama de sarcinã din figura 2.8. durata relativã de acţionare raportatã va fi: t1 + t 2 + t 3 + t 4 + t 5 ta DA r = = , (2.61) t1 + t 2 + t 3 + t 4 + t 5 + β t 0 t a + t 0′


în care:

t 0′ = βt 0 β = T/T' <1

este timpul de pauzã corectat; este factorul de corecţie, a cãrui valoare este indicatã în tabelul 2.4. pentru motoarele cu diferite sisteme de rãcire. La proiectarea motoarelor speciale pentru funcţionarea cu o anumitã duratã de acţionare standardizatã se ţine cont de durata de acţionare corectatã DAr şi implicit de timpul de pauzã corectat t 0′ . Din acest motiv, la verificarea la încãlzire prin metoda cuplului (curentului) echivalent al motoarelor alese dupã cataloage de motoare destinate funcţionãrii în serviciu intermitent nu se va mai lua în considerare timpul de pauzã (oprire). Tabelul 2.4. Tipul motoarelor β Închise, fãrã ventilaţie 0,95-0,98 Închise, cu rãcire independentã 0,95-1 Închise, cu ventilaţie exterioarã proprie 0,45-0,55 Protejate, cu ventilaţie interioarã proprie 0,25-0,35 Aplicând metoda cuplului echivalent pentru diagrama de sarcinã din figura 2.8., conform relaţiei (2.46) se poate scrie: Me =

M 12 t1 + M 22 t 2 + M 32 t 3 + M 42 t 4 + M 52 t 5 t1 + t 2 + t 3 + t 4 + t 5

şi respectiv:

[Nm ] ,

(2.62)

M e ⋅ nN [kW ]. (2.63) 9550 Puterea echivalentã calculatã cu (2.63) trebuie sã satisfacã condiţia: (2.64) Pe ≤ PN în care PN reprezintã puterea nominalã a motorului ales. Aşa cum s-a arãtat, motoarele electrice destinate funcţionãrii în serviciu intermitent sunt proiectate şi construite astfel încât puterea lor nominalã sã corespundã unei anumite durate de funcţionare standardizatã DAN (25% sau 40%). În practicã de cele mai multe ori, durata relativã de acţionare realã, calculatã dupã graficul de sarcinã, nu coincide cu cea standardizatã. În asemenea situaţii se determinã puterea motorului luând în considerare durata de acţionare standardizatã cea mai apropiatã de cea realã şi se recalculeazã aceastã putere pentru durata de acţionare realã. Recalcularea puterii pentru DAr se face ţinând cont cã la trecerea de la o duratã de actionare la alta, puterea echivalentã pentru care se alege motorul trebuie sã rãmânã constantã. Notând cu PNr şi DAr puterea şi durata de acţionare realã, respectiv cu PNS şi DAN, puterea şi durata de funcţionare standardizatã, puterea echivalentã în cele douã cazuri, în baza relaţiei (2.50), va fi: Pe =


Pe =

2 PNr2 t ar PNS t aN , = t ar + t 0 r t aN + t 0 N

(2.65)

în care: DAr =

t ar t aN şi DAN = . t ar + t 0 r t aN + t 0 N

(2.66)

Ţinând cont de (2.66), egalitatea (2.65) devine: PNr DAr = PNS DAN , din care se obţine: DAN (2.67) . DAr Deoarece utilizarea relaţiei (2.67), care presupune pierderile constante neglijabile, duce la erori destul de mari este necesar a se folosi un coeficient de corecţie χ, stabilit pe cale experimentalã, care sã înmulţeascã valoarea puterii PNr corespunzãtoare duratei de acţionare reale. În acest caz relaţia (2.67) devine: DAN (2.68) , PNC = χPNS DAr în care PNC reprezintã putere nominalã corectatã a motorului ales. În tabelul 2.5 sunt indicate pentru orientare câteva valori ale coeficientului χ, pentru unele tipuri de motoare mai frecvent folosite în practicã. PNr = PNS

Tabelul 2.5. Tipul Motorului Închis Asincron Deschis Curent Închis continuu Deschis

15 1,04 1,01 1,01 0,85

20 1,03 1,01 1,05 0,95

DAr [%] 25 30 1 0,99 1 0,98 1 0,99 1 1,05

35 0,95 0,97 0,96 1,11

40 0,93 0,96 0,94 1,15

Din puterea nominalã corectatã se calculeazã cuplul pe care-l poate dezvolta motorul în noile condiţii: P (2.69) M NC = 9550 NC [Nm] . nN Pentru verificare este necesar sã fie satisfãcutã relaţia: (2.70) M e ≤ M NC ,


în care Me se determinã cu relaţia (2.62). În cazul în care relaţia (2.70) nu este satisfãcutã se va alege un alt motor cu o putere mai mare. Din categoria motoarelor electrice destinate funcţionãrii în serviciu intermitent fac parte şi cele de acţionare a vinciurilor de încãrcare – descãrcare cu bigi de marfã şi a cranicelor. Alegerea puterii motoarelor de acţionare a mecanismelor navale cu sarcini intermitente se face pe baza puterii staţionare rezultate din procesul tehnologic, verificarea la încãlzire fãcându-se prin metoda cuplului sau curentului echivalent. În cazul verificãrii la încãlzire a motorului asincron cu rotorul în scurtcircuit, este necesar sã se treacã de la cupluri la curenţi şi sã se determine curentul echivalent. Calculul funcţiei I1 = f(s), presupunând cunoscutã caracteristica mecanicã naturalã n = f(M) sau M = f(s), se face cu ajutorul relaţiilor:

2

I1 = I1N

s  1 +  k   sN  , 2  sk  1+    s 

(2.71)

respectiv I1 = I 1 p

1

. (2.72) 2  sk  1+    s  În cazul motoarelor asincrone cu alunecare mãritã, la determinarea funcţiei I1 = f(s) se poate utiliza urmãtoarea expresie: I1 = I1 p

1 + s k2

(2.73) 2

s  1+  k   s  Un astfel de exemplu va fi prezentat în capitolul 6.



ACŢIONĂRI ELECTRICE CU MAŞINI DE CURENT ALTERNATIV Motoarele de curent alternativ şi în special cele asincrone cu rotorul în scurtcircuit au o vastă utilizare în acţionările navale, deoarece sunt de construcţie simplă şi robustă, fără colector, mai ieftine şi mai uşoare decât motoarele de c.c. şi sunt mai sigure în exploatare. Teoria clasică a maşinii asincrone nu poate să ţină seama de toate însuşirile motoarelor de diferite construcţii, cum ar fi de exemplu cele cu bare înalte sau dublă colivie. Din acest motiv vor fi prezentate iniţial caracteristicile mecanice ale motoarelor cu rotor bobinat cu parametrii constanţi. 3.1. Calculul caracteristicilor mecanice ale motorului asincron trifazat 3.1.1. Caracteristica mecanicã naturalã Caracteristica mecanicã naturalã a motorului asincron reprezintã dependenţa n=f(M), respectiv M=f(s), în condiţiile în care tensiunea de alimentare este cea nominalã ca valoare şi formã, iar în circuitele maşinii nu sunt intercalate aparate exterioare. 3.1.1.1. Caracteristica mecanicã naturalã a motoarelor asincrone trifazate cu rotor bobinat Dependenţa n = f (M ) reprezintã la o altã scarã şi la axe inversate curba cuplului M = f (s ) , purtând numele de caracteristicã mecanicã naturalã (fig. 3.1.). Funcţionarea motorului este stabilã pentru: 0 < M < M max (0 < s < s k ) . La un motor prezintã importanţã rapoartele: Mp M λ = K M max = max = 1,8 ÷ 2,7 şi K M px = =1÷ 2 MN MN Deoarece cuplurile parazite pot determina o şa în curba cuplului electromagnetic, este standardizatã valoarea relativã a cuplului în decursul pornirii: M K M min = min = 0,7 ÷ 0,9 . Mn Descãrcând motorul asincron de orice sarcinã, P2 = 0 şi I 2 ≅ 0 , se obţine în acest caz regimul de mers în gol, motorul având alunecarea foarte micã, s 0 = (0,2 ÷ 1)% şi deci n ≅ n1 . Faţã de un transformator, curentul de mers în gol este mai mare din cauza întrefierului: i10 =

I 10 = 0,2 ÷ 0,6 . I 1n

Fig.3.1.

67

PDF created with pdfFactory Pro trial version www.pdffactory.com

1− s = 0, s adicã motorul se comportã ca un transformator în scurtcircuit. Deoarece la pornire n = 0 , regimul iniţial de pornire corespunde regimului de scurtcircuit. Datoritã faptului cã reactanţa de dispersie a înfãşurãrilor repartizate în crestãturi este mult mai mare decât aceea a unei înfãşurãri concentrate (în cazul transformatorului), curentul de scurtcircuit (pornire) este mai mic, fiind cuprins între valorile relative: Ip KIp = = 4 ÷8 In M max Curentul relativ de pornire, K Ip , este standardizat. Raportul = λ poartã Mn denumirea de coeficient de suprasarcinã (supraîncãrcare). Din relaţia lui Kloss, pentru s=sN şi M=MN, rezultă: sN sk + (3.1) sk s N Mk λ= = 2 MN În baza expresiei (3.1) se calculeazã alunecarea criticã s k (s m ) în funcţie de coeficientul de suprasarcinã λ şi alunecarea nominalã s N : (3.2) s k2 − 2λ ⋅ s N ⋅ s k + s N2 = 0 , La o sarcinã extremã, rotorul se blocheazã ( n = 0 , s = 1 ), şi R2'

din care: (3.3) s k = s N  λ + λ2 − 1  .   În expresia (3.3) s-a luat semnul (+) deoarece alunecarea criticã trebuie sã fie mai mare decât cea nominalã, la motoarele cu alunecare normalã valorile lor fiind: s N = (0,02 ÷ 0,06) ; s k = (0,1 ÷ 0,3) . În baza relaţiilor stabilite, determinarea practicã a caracteristicii mecanice naturale a motorului asincron cu inele se face astfel: - La un motor dat se cunosc: PN [kW ] ; I 1N [A ] ; U 1N [V ] ; n N [rot/min ] ; f 1 [Hz ] ; p; λ = M k / M N ; I 2n [A ] ; U e 2 N [V ] ; cos ϕ N ; η N ; - Se determinã M k şi s k : (3.4) Mk = λ⋅MN . - Cuplul nominal, M N , se obţine cu relaţia: MN =

m1 I 22N R2 N , s N ⋅ Ω1

(3.5)

în care R2 N se poate obţine din: (3.6)

68


R2 N =

M N ⋅ Ω1 ⋅ s N

=

PN ⋅ s N

≅

U e2 N ⋅ s N

3⋅ 3⋅ (1 − s N ) 3 ⋅ I 2N Ue2N – t.e.m. indusă în rotorul imobil, măsurată între două inele Neglijând frecãrile în lagãre şi aer, se poate considera cuplul electromagnetic nominal egal cu cuplul nominal la arbore, care se calculeazã cu relaţia: P (3.7) M N = 9550 N [N ⋅ m] , nN în care PN [kw] şi nN [rot/min]. Calculând cuplul nominal cu (3.5) sau (3.7) şi înlocuind în (3.4) se obţine valoarea cuplului critic Mk .(Mm) . Cu datele din catalog se calculeazã alunecarea nominalã: n − nN n p ⋅ nN (3.8) sN = 1 = 1− N = 1− . n1 n1 60 f1 Introducând sN, rezultatã din (3.8) în (3.5), se determinã alunecarea criticã sk. - Valorile lui Mk şi sk se introduc în relaţia lui Kloss scrisă sub forma: 2M k M = (3.9) s sk + sk s În acest fel, în relaţia (3.9), singurele necunoscute rămân M şi s. Se dau valori lui s între 0 şi 1, se calculeazã n cu relaţia: 60 f1 (1 − s ) , n = n1 (1 − s ) = (3.10) p iar M cu relaţia (3.9). I 22N

I 22N

Calculul se face tabelar, întocmind tabelul 3.1. Perechile de valori (s, M), respectiv (n, M), reprezentate în sistemul de coordonate cuplul-alunecare, respectiv turaţie-cuplu, unite printr-o curbã, constituie caracteristica naturalã M = f (s ) , respectiv n = f (M ) . Tabelul 3.1 s se dau valori n=(3.113) prin calcul M=(3.112) prin calcul

0

sN

sk

1

n1

nN

nk

0

0

MN

Mk

Mp

3.1.1.2. Caracteristica mecanicã naturalã a motoarelor asincrone trifazate cu rotor în scurtcircuit

69


Relaţiile stabilite în paragraful 3.1.1.1 sunt valabile atât pentru motoarele cu inele, cât şi pentru motoarele cu rotorul în scurtcircuit, cu condiţia ca repartiţia curentului pe secţiunea conductoarelor (barelor) rotorice sã rãmânã destul de uniformã, în intervalul s = 1 pânã la s = 0 . Motoarele asincrone cu rotorul în scurtcircuit, de construcţie normalã, au un cuplu mic la pornire, neputând porni decât în gol sau cu sarcini mici. Cum multe acţionãri electrice solicitã sarcini (cupluri ) mari la pornire, s-a impus fabricarea unor motoare cu rotor în scurtcircuit de construcţie specialã, cu rezistenţa rotoricã mãritã, în aşa fel încât sã rezulte un cuplu de pornire mare, corespunzãtor unui curent rotoric mic (motoare cu pornire amelioratã, sau cu efect pelicular, motoare cu bare înalte, sau cu dublã colivie); aceste motoare au parametrii variabili cu alunecarea, motiv pentru care nu se poate exprima caracteristica mecanicã naturalã sub formã analiticã, similar celor cu rotor bobinat. Fiecare motor de acest tip trebuie însoţit de caracteristica sa naturalã. De multe ori însă, aceasta nu se cunoaşte şi nici nu se dispune de mijloace pentru determinarea ei pe cale experimentală. În aceste situaţii, unii autori propun formule, obţinute pe bază de cercetări şi experimentări, cu ajutorul cărora poate fi calculată caracteristica mecanica naturală a unui astfel de motor. Pentru unele motoare, caracteristica mecanicã naturalã se poate exprima cu aproximaţie bunã prin relaţia[15]: s   − M (3.11) 0,2   = 3, 2 1 − e ,   MN  

în care MN se calculeazã cu relaţia(3.7): P MN = 9550 N [N ⋅ m] , cu PN[kw] şi nn[rot/min] nN Dând valori lui s între 0 şi 1, se calculeazã cuplul cu relaţia (3.11), apoi reprezentând prechile de valori (s, M) se traseazã caracteristica mecanicã naturalã. Caracteristicile mecanice naturale ale motoarelor asincrone cu rotorul în scurtcircuit, cu pornire amelioratã, utilizate în acţionãrile electrice navale, se pot calcula cu aproximaţie bunã cu aşa numita „ecuaţie generalã“ a caracteristicii mecanice a motoarelor electrice navale[34]: (3.12) ν = (1 − bµ )x , n n în care s-a notat: ν = = - turaţia, în mãrimi relative; n0 n1 M µ= - cuplul în mãrimi relative; MN 1 (3.13) b = 1 − (1 − s n ) x , n − n N n1 − n N sn = 0 = - alunecarea nominalã; n0 n1

70


x - exponent ce depinde de tipul motorului, în cazul motoarelor asincrone cu 1 1 alunecare mãritã, având valoarea x = ÷ . 2 3 În figura 3.2 se prezintã formele tipice, mai uzuale, de caracteristici mecanice naturale, în mãrimi raportate, ale unor motoare asincrone cu alunecare mãritã, de construcţie strãinã.

Fig. 3.2. 3.1.2. Caracteristicile mecanice artificiale reostatice Una din metodele prin care se poate modifica turaţia unui motor asincron este introducerea unor rezistenţe suplimentare în circuitul rotoric al motoarelor cu rotor bobinat, obţinându-se caracteristicile mecanice artificiale reostatice. Introducând o rezistenţã Rr, de reglare, în circuitul rotoric, cuplul critic nu se modificã, în timp ce alunecarea criticã se modificã, depinzând direct proporţional de rezistenţa circuitului rotoric. Valoarea alunecãrii critice corespunzãtoare rezistenţei de reglare Rr, introdusã în rotor, va fi: R ′ + Rr′ s ′K = 2 (3.14) X SC Neglijând rezistenţa unei faze statorice şi raportând relaţia (3.14) la alunecarea critică de pe caracteristica naturală rezultã: R ′ + Rr′ R + Rr (3.15) s ′K = 2 ⋅ sK = 2 ⋅ sK . R2′ R2 Cu relaţia (3.15) se poate calcula alunecarea criticã corespunzãtoare caracteristicii artificiale reostatice, pentru o valoare cunoscutã a rezistenţei de reglare Rr intercalatã în circuitul rotoric, presupunând cunoscute alunecarea criticã sK (corespunzãtoare Rr = 0) şi rezisenţa unei faze rotorice R2.

71


Dacã maşina funcţioneazã la sarcinã constantã, M = Ms = ct., prin introducerea rezistenţei Rr în rotor, alunecarea maşinii devine: s ′ = s ′K  α − α 2 − 1  ,  

(3.16)

Mk = ct. . Ms Raportând (3.16) la alunecarea de pe caracteristica naturală corespunzătoarea aceluiaşi cuplu de sarcină se obţine: în care α =

s ′K R + Rr (3.17) ⋅s = 2 s . sK R2 Deci, alunecarea maşinii se mãreşte prin introducerea unei rezistenţe în rotor,   M Rr, în condiţiile aceleiaşi încãrcãri  α = k = ct  , turaţia se va micşora, Ms   caracteristicile mecanice artificiale reostatice având ca parametru Rr, fiind prezentate în figura 3.3 a,b. Analizând figura 3.3 b, rezultã cã prin introducerea unei rezistenţe de reglare în circuitul rotoric, turaţia de mers în gol ideal nu se modificã, în schimb rigiditatea caracteristicilor artificiale se micşoreazã. s′ =

a)

b) Fig. 3.3.

Determinarea practicã a caracteristicii mecanice artificiale, pentru o valoare Rr cunoscutã, se face astfel: - se presupune cunoscutã caracteristica mecanicã naturalã, deci se cunosc Mk şi sk; - se determinã cu relaţia (3.15) s k′ ; - se introduc valorile lui Mk şi s ′k în relaţia cuplului, scrisã sub forma: (3.18)

72


2M K . s s ′k + s k′ s - se dau valori lui s între 0 şi 1, calculând valorile corespunzãtoare ale cuplului; - se reprezintã perechile de valori (s, M), respectiv (M, n), şi unind punctele obţinute printr-o curbã, se obţine caracteristica mecanicã artificialã reostaticã în coordonate: M = f(s) sau n = f(M). Ca rezistenţã de reglare se poate utiliza rezistenţa folositã la pornirea motorului, dacã a fost dimensionatã în acest scop. Metoda se utilizeazã mai ales la maşinile de ridicat, dar nu poate fi aplicatã decât la motoarele cu rotor bobinat. Metoda este rentabilã sub aspect energetic la maşinile de lucru care au cuplul de sarcinã variabil cu pãtratul turaţiei (cum sunt ventilatoarele). Pentru a obţine la pornire cuplul maxim, punând condiţia s ′k = 1 (caz în care Mp = Mk) rezultã R + Rr 1= 2 sK , R2 1 − sK de unde Rr = R2 . sK M =

3.1.3. Caracteristicile mecanice artificiale de tensiune Analizând expresiile alunecării critice şi a cuplului critic, în care s-a neglijat rezistenţa fazei înfãşurãrii statorice, se observã cã micşorând valoarea efectivã a tensiunii de alimentare a înfãşurãrii statorice, alunecarea criticã nu se modificã, în timp ce cuplul critic se modificã, depinzând pãtratic de tensiune. Micşorând tensiunea de alimentare la o valoare U 1′ < U 1N , rezultã: 60m1U '12 1 (3.19) ⋅ . 2πn1 2 X SC la expresia lui MK corespunzătoare tensiunii M K′ =

Raportând relaţia lui M ′K nominale, avem:

 U′ M K′ =  1  U 1N

2

  M K = u 2 M K , 

(3.20)

U 1′ < 1. U1N Dacã Ms = ct., cuplul dezvoltat de motor va fi şi el constant: M=Ms=ct. şi micşorarea tensiunii de alimentare va avea ca efect creşterea alunecãrii motorului pânã la alunecarea de rãsturnare, caracteristicile mecanice artificiale de tensiune, având ca parametru U1, fiind prezentate în figura 3.4 a,b. unde u =

73


a)

b) Fig. 3.4.

Se remarcã independenţa turaţiei de mers în gol de valoarea tensiunii de alimentare şi micşorarea rigiditãţii caracteristicilor artificiale de tensiune odatã cu micşorarea valorii tensiunii. Odatã cu micşorarea tensiunii de alimentare, turaţia maşinii, la cuplu constant, scade pânã la turaţia criticã nK, sub care funcţionarea maşinii devine instabilã. Dacã Ms = MN, funcţionarea maşinii rãmâne stabilã pânã la acea valoare a tensiunii U 1′′ la care M K′′ = M N . Rezultã valoarea tensiunii u pânã la care poate fi micşoratã tensiunea de alimentare: U ′′ 1 1 = u= 1 = ≈ 0,61÷0,745 , pentru λ=1,8÷2,7 , U1N λ MK MN având în vedere cã: 2

 U ′′  M K′′ = M N =  1  ⋅ M K = u 2 ⋅ M K .  U 1N  În ipoteza de mai sus, cea mai micã turaţie va fi: n′′ = n K = n0 (1 − s K ) .

(3.21)

(3.22)

Determinarea practicã a caracteristicii mecanice artificiale de tensiune, obţinutã pentru o valoare U 1′ cunoscutã a tensiunii de alimentare, se face astfel: - se presupune cunoscutã caracteristica mecanicã naturalã, se cunosc deci Mk şi sk; - se determinã cu (3.20) M k′ ; - se introduc valorile lui M k′ şi sk în ecuaţia: 2M ′K M= ; (3.23) sK s + sK s

74


- se dau valori lui s între 0 şi 1, calculând valorile corespunzãtoare ale cuplului (cu relaţia 3.23) ; - se reprezintã perechile de valori s şi M, respectiv M şi n, în sistemele de coordonate respective. Unind punctele obţinute printr-o curbã, se obţine caracteristica mecanicã artificialã de tensiune cãutatã. Dezavantajul metodei constã în faptul cã prin micşorarea tensiunii de alimentare nu se poate obţine un interval larg de modificare a turaţiei, decât dacã alunecarea criticã sk (deci şi alunecarea nominalã sN) este mare, ceea ce este potrivit motoarelor ce funcţioneazã intermitent. Avantajul metodei îl constituie faptul cã modificarea turaţiei se face cu pierderi mici de energie, tensiunea micşorându-se cu ajutorul autotransformatoarelor trifazate, putând fi aplicatã şi motoarelor cu rotorul în scurtcircuit. 3.1.4. Caracteristicile mecanice artificiale de frecvenţã Alunecarea criticã şi cuplul critic la frecvenţa constantã a sursei de alimentare, f1 = f1N, se pot exprima sub forma: R2′ 1 sK = (3.24) ⋅ 2π( L1 + L2′ ) f1N respectiv: MK =

m1 ⋅ p U2 60 ⋅ m1 ⋅ U 12 1 ⋅ 12 ⋅ = 2 60 f 1 N 2 ⋅ 2 πf 1 N ( L1 + L 2′ ) 8 π ( L1 + L 2′ ) f 1 N 2π ⋅ p

(3.25)

în care: L1 - inductivitatea de dispersie a unei faze statorice; L2′ - inductivitatea de dispersie a unei faze rotorice, raportatã la stator. Se observã dependenţa invers proporţionalã a alunecãrii critice de frecvenţã şi dependenţa invers proporţionalã a cuplului critic de pãtratul frecvenţei. La o valoare f 1′ ≠ f 1 N a frecvenţei tensiunii de alimentare, noua valoare a alunecãrii critice va fi: R2′ 1 (3.26) s K′ = ⋅ , ′ 2π( L1 + L2 ) f 1′ iar noua valoare a cuplului critic va fi: m p U2 (3.27) M K′ = 2 1 ⋅ 12 . 8π ( L1 + L2′ ) f1′ Raportând relaţia lui s ′k la cea a lui sk rezultã: f  s ′k =  1 N  ⋅ s k .  f1′ 

75


(3.28)

Cu relaţia (3.28) se poate calcula alunecarea criticã corespunzãtoare caracteristicii artificiale de frecvenţã obţinutã pentru o valoare f1′ , cunoscutã a frecvenţei tensiunii de alimentare (f1N şi sk fiind cunoscute). Raportând relaţia lui M k′ la cea a lui Mk, în condiţiile respectãrii U1=U1N=ct., se obţine: 2

f  (3.29) M K′ =  1 N  ⋅ M K .  f1′  Cu relaţia (3.29) se poate calcula cuplul critic corespunzãtor caracteristicii artificiale de frecvenţã obţinutã pentru o valoare f 1′ cunoscutã a frecvenţei tensiunii de alimentare (f1N şi Mk cunoscute). Determinarea practicã a caracteristicii artificiale de frecvenţã, obţinutã pentru o valoare f 1′ cunoscutã a frecvenţei tensiunii de alimentare, se face astfel: - se presupune cunoscutã caracteriastica mecanicã naturalã (se cunosc deci sk şi Mk); - se determinã cu relaţia (3.28) valoarea s k′ ; - se determinã cu relaţia (3.29) valoarea M k′ ; - se introduc valorile lui s ′k şi M k′ în ecuaţia: 2 M K′ (3.30) M = ; s ′k s + s s ′k - se dau valori lui s între 0 şi 1, calculând cu (3.30) valorile corespunzãtoare ale cuplului; - se reprezintã perechile de valori (s, M) respectiv (n, M) în sistemul de coordonate M = f(s), respectiv n = f(M). Unind punctele obţinute rezultă curbele din figura 3.5 a,b. Analizând figura 3.5 b se observã cã odatã cu modificarea frecvenţei tensiunii de alimentare se modificã şi turaţia de mers în gol ideal (n0), aceasta depinzând direct proporţional de frecvenţa tensiunii de alimentare.

Fig. 3.5.

76


De asemenea, se observã cã, odatã cu creşterea frecvenţei, alunecarea maşinii se micşoreazã, ceea ce presupune creşterea turaţiei rotorului la aceeaşi încãrcare a maşinii. Deoarece odatã cu creşterea frecvenţei se micşoreazã cuplul critic, deci λ, modificarea frecvenţei în sens crescãtor este limitatã de stabilitatea motorului. Micşorarea frecvenţei duce la creşterea cuplului critic, deci a coeficientului de suprasarcinã λ şi la creşterea alunecãrii, deci micşorarea turaţiei la aceeaşi încãrcare a motorului. Modificarea în sens descrescãtor a frecvenţei tensiunii de alimentare, valoarea efectivã a acesteia menţinându-se constantã, este limitatã de saturaţia circuitului magnetic, fluxul Φ având o valoare superioarã limitatã. Neglijând cãderea de tensiune pe impedanţa fazei statorice, se poate scrie: (3.31) U 1 ≅ U e1 = 4,44 K b1 ⋅ W1 ⋅ f1 ⋅ Φ = K1 ⋅ f1 ⋅ Φ = ct. . Din relaţia (3.31) rezultã cã, în condiţia în care U1 = ct., micşorarea frecvenţei f1 presupune creşterea fluxului Φ, limitat superior datoritã saturaţiei circuitului magnetic. Pentru a elimina dezavantajele metodei şi a lãrgi domeniul de modificare a vitezei prin variaţia frecvenţei, trebuie îndeplinite urmãtoarele cerinţe: - caracteristicile mecanice artificiale de frecvenţã sã fie cât mai rigide pe porţiunile lor liniare; - coeficientul de suprasarcinã λ sã rãmânã cât mai aproape de cel nominal M λ N = kN , unde MkN reprezintã cuplul critic nominal, corespunzãtor frecvenţei MN nominale f1N. Aceste douã condiţii sunt satisfãcute dacã motorul va funcţiona la flux constant. Punând condiţia Φ = ct. în relaţia (3.31), rezultã: U1 (3.32) = ct. , f1 deci menţinerea constantã a fluxului înseamnã şi modificarea valorii efective a tensiunii de alimentare odatã cu modificarea frecvenţei. Respectând condiţia (3.32) se poate verifica invariabilitatea factorului de încãrcare al motorului: λN =

U M KN m ⋅p = 2 1 ⋅  1N MN 8π ( L1 + L2′ )  f1 N

2

 K 1  ⋅ = 2  MN MN

U ⋅  1N  f1N

2

  , 

(3.33)

respectiv 2

M′ K λ ′N = K = 2 MN MN

 U 1′    .  f1′  Respectând (3.32) este evident cã λ N = λ ′N

(3.34)

Deoarece la frecvenţe mici rezistenţa unei faze statorice nu mai poate fi neglijatã faţã de reactanţa de scurtcircuit Xsc, influenţa cãderii de tensiune este mai mare, ceea ce duce la scãderea cuplului critic, caracteristicile mecanice

77


U  artificiale de frecvenţã la flux constant  1  = ct. prezentându-se ca în figura  f1  3.6.a,b.

a)

b) Fig. 3.6.

Din figura 3.6 b, se observã cã odatã cu micşorarea frecvenţei, menţinând U  raportul  1  = ct. , turaţia rotorului, la aceeaşi încãrcare, se micşoreazã, scãzând  f1  uşor şi cuplul critic. Pentru a menţine cuplul critic riguros constant, la frecvenţe mici, trebuie corectată valoarea efectivă a tensiunii de alimentare conform relaţiei: f U 1 = U1N 1 ⋅ k R , (3.35) f1N în care, factorul de corecţie k R , ce depinde de rezistenţa statorică, se calculează cu relaţia [47]: 2

kR =

 X 1   f 1N   +   R1   f1

  

2

(3.36) 2  X1   + 1   R1  În figura (3.7) se prezintă variaţia factorului de corecţie k R în funcţie de frecvenţă X pentru diferite valori ale raportului 1 . Din diagrama din figura (3.7) se poate R1 observa de la ce frecvenţă trebuie luată în considerare rezistenţa statorică.

78


Fig.3.7. Creşterea frecvenţei peste valoarea nominală, nu permite menţinerea U raportului 1 =ct, valoarea efectivă a tensiunii U1 fiind limitată superior, altfel se f1 străpunge izolaţia dintre spire. În figura (3.8) se arată cum trebuie să fie interdependente tensiunea şi frecvenţa de alimentare U1 şi f1 . Sub frecvenţa nominală, fluxul maşinii este menţinut constant, ceea ce determină cuplul critic constant. Peste frecvenţa nominală, tensiunea de alimentare se menţine constantă şi, ca urmare, în acest domeniu cuplul critic se micşorează datorită diminuării fluxului, puterea activă maximă rămânând constantă. Situaţia este analogă cu comanda maşinii de c.c. în regim de câmp. În consecinţă, caracteristicile mecanice obţinute prin schimbarea frecvenţei sunt prezentate în figura (3.9).,fiind utilizate astfel: la f1 < f1N, maşina funcţionează la cuplu rezistent maxim egal cu cel nominal; la f1 > f1N, maşina funcţionează la putere activă maximă egală cu cea nominală.

79


Fig. 3.8.

Fig. 3.9.

În principiu, trecerea dintr-un punct stabil de funcţionare în altul pe carcteristicile arătate este posibilă în două moduri, la flux constant prin modificarea alunecării şi, respectiv la alunecare constantă prin modificarea fluxului. Metoda reglării vitezei prin modificarea frecvenţei asigură de o gamă largă(uneori de la 1Hz la 100Hz), o reglare fină, continuă, în ambele sensuri (sub şi peste turaţia nominală), cu pierderi mici de energie, dar cu investiţii ce depăşesc simţitor preţul motorului asincron. Metoda se utilizează, mai ales, acolo unde un număr mare de motoare asincrone trebuie să-şi modifice simultan turaţia, ca de exemplu în propulsia electrică a navelor şi în tracţiunea electrică. Drept surse de alimentare cu frecvenţă variabilă se folosesc: -generatoare sincrone cu turaţie variabilă, -convertizoare asincrone de frecvenţă, -convertoare statice cu tiristoare sau tranzistoare de putere, ultimele fiind tratate pe larg în §3.5. Metoda este economicã, mai ales pentru reglarea turaţiei motorelor asincrone cu rotor în scurcircuit. De regulã, metoda se utilizeazã acolo unde un numãr mare de motoare asincrone trebuie sã-şi modifice simultan turaţia (tracţiune electricã, propulsia electrică a navelor). 3.1.5. Modificarea turaţiei motoarelor asincrone trifazate prin schimbarea numãrului de poli Analizând expresia turaţiei rotorului maşinii asincrone dată de relaţia: 60 f1 (3.37) n = n1 (1 − s ) = (1 − s) p se observã cã, modificând numãrul de perechi de poli „p“ se modificã în trepte turaţia de sincronism n1 = n0, ceea ce atrage dupã sine modificarea în trepte a turaţiei rotorului la aceeaşi încãrcare a motorului. În scopul modificãrii numãrului

80


de poli, pe statorul maşinii se plaseazã douã înfãşurãri cu numãr de poli diferit în aceleaşi crestãturi sau numai una singurã ale cãrei secţii se pot conecta astfel încât sã rezulte douã turaţii de sincronism diferite. Dacã statorul posedã douã (trei) înfãşurãri diferite, atunci acestea se pot executa pentru orice numãr de poli, iar dacã se face conectarea în douã moduri diferite a secţiilor unei singure înfãşurãri, atunci raportul între numãrul de poli este doi. Modificarea numãrului de poli în stator atrage dupã sine necesitatea schimbãrii şi a numãrului de poli rotorici, ambele înfãşurãri trebuind sã aibe acelaşi numãr de poli. Deoarece schimbarea numãrului de perechi de poli atât în stator cât şi în rotor implicã complicaţii constructive (montarea a câte trei inele colectoare suplimentare pentru fiecare numãr de perechi de poli în rotor), maşinile cu numãr de perechi de poli variabil se construiesc, de regulã, cu rotorul în scurtcircuit, acesta adaptându-se automat la orice numãr de perechi de poli ai înfãşurãrii statorice. Înfãşurãrile cu numãr variabil de poli sunt executate din câte douã jumãtãţi pe fiecare fazã (pentru faza A: A1 - X1 şi A2 - X2). Jumãtãţile de înfãşurare de pe fiecare fazã pot fi conectate în serie (fig. 3.10) sau paralel în opoziţie (fig. 3.11), când se obţine un numãr de poli pe jumãtate faţã de conectarea în serie. Sunt douã moduri practice de modificare a numãrului de poli ai unei înfãşurãri: a) prin trecerea de la conexiunea stea la dublã stea; b) prin trecerea de la conexiunea triunghi la dublã stea. De la numãrul de poli 2p = 2b la conexiunea în stea sau triunghi, când cele douã jumãtãţi de înfãşurare sunt conectate în serie, se trece la conexiunea dublã stea, prin legarea paralel în opoziţie a celor douã jumãtãţi de înfãşurare. În acest fel, numãrul de poli se reduce la jumãtate, 2p = b, (b-număr par) turaţia de sincronism dublându-se.

Fig. 3.10.

Fig. 3.11.

3.1.5.1. Modificarea turaţiei prin trecerea de la conexiunea stea la conexiunea dublã stea Trecerea de la conexiunea stea la conexiunea dublã stea se face conform schemei din figura 3.12. Trecerea de la conexiunea stea (Υ) la conexiunea dublã stea (YY) se realizeazã la cuplu constant. Notând cu I1 curentul printr-o jumãtate de înfãşurare a unei faze statorice, se observã cã la conexiunea în stea, curentul de linie este Il = I1,

81


iar la conexiunea dublã stea Il = 2I1. La factori de putere egali în cele douã montaje, puterea activã se dubleazã la conexiunea în dublã stea. PY = 3U l ⋅ I l ⋅ cos ϕ = 3U l ⋅ I 1 ⋅ cos ϕ

Fig. 3.12. PYY = 3U l ⋅ I l ⋅ cos ϕ = 2 3U l ⋅ I1 ⋅ cos ϕ = 2 PYY Deoarece numãrul de poli se înjumãtãţeşte, turaţia de sincronism se dubleazã la conexiunea în dublã stea faţã de conexiunea stea, astfel încât cuplul dezvoltat rãmâne constant, caracteristicile mecanice corespunzãtoare celor douã conexiuni fiind prezentate în figura 3.13.

Fig. 3.13. Trecerea de la turaţia mare (punctul A de pe caracteristica corespunzãtoare n conexiunii dublã stea), la turaţie micã nD = A , punctul D de pe caracteristica 2 corespunzãtoare conexiunii stea, se face printr-un regim intermediar de frânare recuperativã. Considerând cã maşina funcţioneazã în punctul A, corespunzãtor cuplului de sarcinã MS, prin trecerea de la conexiunea dublã stea la conexiunea stea, punctul de funcţionare se deplaseazã iniţial în B, pe caracteristica mecanicã corespunzãtoare conexiunii stea, trecerea fãcându-se la aceeaşi turaţie (nA = nB). Din punctul B, sub acţiunea cuplului de frânare dezvoltat de maşinã, turaţia scade pânã la turaţia de

82


sincronism n0, punctul de funcţionare ajungând în C, în care cuplul dezvotat de maşinã este nul. Dacã cuplul de sarcinã nu se modificã în cursul acestui proces, sub acţiunea cuplului dinamic de decelerare, ce apare ca urmare a diferenţei dintre cuplul de sarcinã MS şi cuplul dezvoltat de maşinã în punctul C, maşina reintrã în n regim de motor, punctul de funcţionare deplasându-se în D la o turaţie nD = A . 2 Frânarea cu recuperare de energie are loc în cadranul II pe porţiunea BC a caracteristicii mecanice corespunzãtoare conexiunii în stea, de la turaţia nA = nB, pânã la turaţia de sincronism n0. Modificare turaţiei prin schimbarea numãrului de poli, conform figurii 3.12, se recomandã în cazul în care se cere M = ct.

3.1.5.2. Modificare turaţiei prin trecerea de la conexiunea triunghi la conexiunea dublã stea Trecerea de la conexiunea triunghi la conexiunea dublã stea se face conform schemei din figura 3.14.

Fig. 3.14. Trecerea de conexiunea triunghi (∆) la conexiunea dublã stea (YY) se realizeazã la putere practic constantã. Într-adevãr, presupunând egalitatea factorilor de putere pentru ambele conexiuni, puterea activã preluatã de motor de la reţea rãmâne aproximativ aceeaşi, deoarece pentru conexiunea în triunghi puterea activã este: P∆ = 3U l ⋅ I l ⋅ cos ϕ = 3U l ⋅ 3I l = 3 ⋅ U l ⋅ I l ⋅ cos ϕ iar pentru conexiunea în dublã stea: PYY = 3U l ⋅ I l ⋅ cos ϕ = 3U l ⋅ 2 I 1 ⋅ cos ϕ = 2 3U l ⋅ I l ⋅ cos ϕ Cum 2 3 ≅ 3,46 este mai apropiat valoric de 3, se poate aprecia cã P∆ ≈ PYY Deoarece numãrul de poli se înjumãtãţeşte, turaţia de sincronism se dubleazã la conexiunea în dublã stea faţã de conexiunea în triunghi, şi cum puterea rãmâne practic constantã, rezultã reducerea la jumãtate a cuplului, caracteristicile mecanice

83


corespunzãtoare celor douã conexiuni fiind prezentate în figura 3.15. Pentru executarea comutãrilor în schema de conexiuni a înfãşurãrii trifazate statorice se utilizeazã comutatoare speciale sau contactoare. Motoarele asincrone trifazate cu mai mult de douã turaţii de sincronism se executã cu o înfãşurare comutabilã şi una obişnuitã dispuse în aceleaşi crestãturi în cazul a trei turaţii distincte de sincronism,

Fig. 3.15 sau cu douã înfãşurãri diferite şi comutabile în cazul a patru turaţii de sincronism. Din cauza dificultãţilor de execuţie practicã a înfãşurãrilor, nu se obţin mai mult de patru turaţii distincte de sincronism. Modificarea turaţiei prin schimbarea numãrului de poli este economicã, dar nu poate fi realizatã decât în trepte. Caracteristicile mecanice sunt rigide pe porţiunile lor liniare. Dezavantajul metodei îl constituie necesitatea uneia sau mai multor înfãşurãri speciale în stator, precum şi un sistem de comutaţie special. Aplicaţiile în domeniul naval sunt întâlnite la acţionarea vinciurilor de ancorã, a vinciurilor instalaţiei de încãrcare - descãrcare, a pompelor, ventilatoarelor etc. Motoarele pentru acţionarea vinciurilor de ancorã au de obicei în stator douã înfãşurãri, dintre care una cu numãr schimbabil de poli, cu ajutorul cãreia, prin trecerea de la conexiunea triunghi la dublã stea, se obţin primele douã trepte de turaţie. Trecerea de la turaţia coborâtã la turaţia rdicatã se face la putere constantã, puterea centralei electrice navale fiind limitatã. Treapta a treia de turaţie se obţine cu ajutorul celei de a doua înfãşurãri, conectatã de regulã în stea şi utilizatã la recuperarea parâmelor libere. Motoarele de acţionare a vinciurilor de marfã sunt prevãzute în stator cu trei înfãşurãri distincte, în conexiune stea, fiecare înfãşurare fiind realizatã pentru un anumit numãr de poli, treapta de bazã fiind treapta a treia.

84


3.2. Caracteristicile mecanice ale motorului sincron trifazat Deşi maşinile sincrone sunt folosite mai ales ca generatoare electrice, rezolvarea în cea mai mare parte a dificultãţilor legate de pornirea motorului sincron (existente în trecut) a determinat utilizarea din ce în ce mai largã a maşinii sincrone ca motor electric. În prezent, motoarele sincrone se folosesc la acţionarea unor instalaţii care nu necesitã modificarea turaţiilor, cum ar fi: turbocompresoarele, diversele tipuri de convertizoare de mare vitezã, compresoarele lente cu piston, etc.,precum şi în instalaţii de mare putere care solicită modificarea vitezei în limite largi, cazul instalaţiei de propulsie electrică a navelor. 3.2.1. Caracteristica mecanică Viteza de rotaţie n a motorului sincron trifazat alimentat de la o reţea de frecvenţă f1 =ct. nu depinde de sarcină, fiind egală cu viteza de rotaţie n1 constantă a câmpului magnetic învârtitor asociat sistemului de curenţii statorici. Caracteristica mecanică a motorului sincron este reprezentată de o dreaptă paralelă cu axa cuplului electromagnetic (fig. 3.16), de ecuaţie : 60 f1 n = n1 = = const. p

Fig. 3.16. Caracteristica mecanică a motorului sincron este absolut rigidă sau dură pe întreg domeniul de valori cuprins între zero şi cuplul maxim Mmax, după care motorul se „desprinde” din sincronism. Maşina sincronă funcţionează în regim de motor cu înfăşurarea statorică alimentată de la o reţea trifazată, în timp ce înfăşurarea rotorică de excitaţie sau inductoare se alimentează în curent continuu. 3.2.2. Caracteristica unghiulară Dependenţa cuplului motorului sincron de unghiul θ dintre axa unui pol fictiv al câmpului magnetic învârtitor rezultant şi axa polului rotoric, decalat în urma sa

85


şi de nume diferit, imediat apropiat de primul, se numeşte caracteristica mecanică unghiulară. Unghiul θ, denumit şi unghi de sarcină, poate fi exprimat şi în grade sau radiani electrici, având în vedere că: θ 0e1 = pθ 0geom , p fiind numărul de perechi de poli ai maşinii. Neglijând pierderile statorice în fier şi în cupru, puterea electromagnetică transmisă prin întrefier pe calea câmpului magnetic util coincide cu puterea activă absorbită din reţea. În aceste condiţii expresia cuplului electromagnetic dezvoltat de maşină este dată de relaţia: 3UU eE (3.38) M = ⋅ sin θ = M max ⋅ sin θ , Ω1 X d unde- U este valoarea efectivă a tensiunii la borne; - UeE este tensiunea electromotoare polară; - Xd reactanţa sincronă longitudinală; pentru maşina cu poli plini 2π ⋅ n1 [rad/s]- viteza unghiulară de sincronism; - Ω1 = 60 - Mmax cuplul de sincronism maxim Mmax=(M)θ=90˚. La motoarele sincrone cu poli aparenţi mai apare un cuplu reactiv de forma Mr sin 2θ ; în practică însă, la curenţi de excitaţie nu prea scăzuţi, Mr este neglijabil în raport cu Mmax. Din examinarea graficului caracteristicii mecanice unghiulare, reprezentat în figura 3.17, reiese că în regim de motor maşina sincronă cu poli 1 înecaţi funcţionează stabil dacă θ ≤ π rad el. Întradevăr, variaţia cuplului rezistent 2 sau de sarcină atrage după sine pe porţiunea respectivă de caracteristică (OA pentru regimul motor) variaţia de acelaşi semn a unghiului intern θ şi deci a cuplului electromagnetic, până la restabilirea unui nou echilibru.

Fig. 3.17. Cuplul electromagnetic nominal se dezvoltă pentru θn=25…300 el. Capacitatea de suprasarcină mecanică a motorului sincron rezultă imediat:

86


M max 1 = = 2...2,5 MN sin θ N În cazuri speciale θ poate lua valori până la 3,5…4. Motorul sincron poate funcţiona şi în regim de generator, cu cedarea de energie în reţeaua trifazată de alimentare la viteza unghiulară sincronă. Cuplul electromagnetic la arborele său nu va întreţine mişcarea fiind deci rezistent (cadranul al doilea al planului de axe coordonate din fig. 3.16). λ=

3.2.3. Reglarea turaţiei motorului sincron 60 f1 p indiferent de sarcina la arbore (pentru un cuplu de sarcină inferior celui maxim sincron), rezultă că reglarea vitezei se poate efectua prin variaţia frecvenţei tensiunii de alimentare, sau prin schimbarea numărul de perechi de poli. Modificarea numărului de perechi de poli se utilizează foarte rar în practică, necesitând înfăşurării speciale. Când totuşi se utilizează numărul de poli se schimba în raportul 1:2, iar viteza variază discret. Reglarea vitezei prin modificarea frecvenţei începe să se aplice din ce în ce mai mult, având în vedere progresele ce se realizează în domeniul convertoarelor statice cu tiristoare prezentate în paragraful 3.5. Această metodă, care este de fapt metoda principală de reglare a vitezei motorului sincron, nu conduce la pierderi suplimentare în motor; domeniul de reglare obţinut este mare. Putem cita, ca unul din principalele domenii de aplicare, acţionarea elicelor navelor cu propulsie electrică, modificarea vitezei de rotaţie a motoarelor făcându-se la U/f = ct. (fig. 3.18). Prin această metodă, se modifică turaţia în ambele sensuri faţă de turaţia de bază, corespunzătoare frecvenţei şi tensiunii nominale. Creşterea frecvenţei peste valoarea nominală, nu permite menţinerea raportului U/f = ct., valoarea efectivă a tensiunii fiind limitată superior, altfel se străpunge izolaţia dintre spirele înfăşurării statorice. Deoarece motorul sincron funcţionează la turaţia de sincronism n1 =

87


Fig. 3.18. Din acest motiv la frecvenţe f > fN, cuplul maxim, deci şi cuplul dezvoltat de motor se micşorează conform relaţiei (3.39). M MAX =

3 ⋅ U ⋅ U eE 3 ⋅ p ⋅ U eE U = ⋅ Ω1 ⋅ X d 2π ⋅ X d f

88


(3.39)

3.3. Frânarea motoarelor de curent alternativ Frânarea electricã a motoarelor electrice de curent alternativ prezintã mai multe dificultãţi decât cea a motorului de c.c. cu excitaţie derivaţie. Fiecare dintre metodele luate în considerare la adoptarea schemei generale pentru o anumitã acţionare are avantaje şi dezavantaje care trebuie luate în considerare la adoptarea schemei generale pentru o anumitã acţionare. Frânarea motorului asincron Exceptând frânarea mecanicã cu ajutorul frânelor electromagnetice şi frânarea prin influenţarea vreunui element al lanţului cinematic motor-maşinã de lucru, frânarea cu motorul asincron se poate realiza în urmãtoarele regimuri de funcţionare: a) frânarea cu recuperarea de energie (suprasincronã); b) frânarea prin contracurent (cuplare inversã); c) frânarea dinamicã; d) frânarea subsincronã. 3.3.1. Frânarea cu recuperare de energie (suprasincronã) Motorul asincron trifazat trece automat în acest regim, fãrã modificãri în schema de conexiuni, prin creşterea turaţiei rotorului peste turaţia de sincronism, n0, şi în acelaşi sens cu câmpul magnetic învârtitor statoric. Condiţia ce trebuie îndeplinitã pentru trecerea maşinii în regim de frânare suprasincronã este deci: n > n0 sau s < 0

(3.40)

Depãşirea turaţiei de sincronism se poate face numai prin furnizare de energie mecanicã la arborele maşinii asincrone, în special pe seama energiei potenţiale acumulate în masele în mişcare ale maşinilor de lucru, ca de exemplu la coborârea greutãţilor în instalaţiile de ridicat şi la coborârea pantelor vehiculelor cu tracţiune electricã. Energia potenţialã se transformã în energie cineticã, care la rândul ei se transformã în energie electricã cedatã reţelei de alimentare, maşina trecând în regim de generator asincron. Prin urmare, cuplul electromagnetic dezvoltat de maşinã îşi schimbã sensul, devenind un cuplu de frânare. În acest regim, maşina funcţioneazã la turaţii n > n0, deci pe porţiuni de caracteristici mecanice cuprinse în cadranul II al sistemului de coordonate turaţie-cuplu, în cazul mecanismelor de translaţie, respectiv pe porţiuni de caracteristici mecanice cuprinse în cadranul IV al sistemului de coordonate turaţie-cuplu în cazul mecanismelor de ridicare, caracteristicile de frânare suprasincronã prezentându-se în figura 3.19.

89


Din figura 3.19. se observã cã prin creşterea turaţiei rotorului peste turaţia de sincronism, ca urmare a transformãrii energiei potenţiale a maselor în mişcare în energie cineticã, punctul de funcţionare se deplaseazã pe caracteristica naturalã din A (A’) în B (B’). Prin aceasta, cuplul dezvoltat de maşinã devine negativ, opus sensului de mişcare. Sub acţiunea acestui cuplu, turaţia rotorului se micşoreazã, dupã terminarea procesului de frânare punctul de funcţionare revenind în A (A’). În timpul frânãrii, care se face pe porţiunea Bn 0 în cazul mecanismelor de translaţie,

respectiv B′(− n 0 ) în cazul mecanismelor de ridicare, energia cineticã se transformã în energie electricã cedatã reţelei de alimentare, motiv din care frânarea se numeşte cu recuperare de energie. În acest mod, o parte din energia consumatã în regim de motor la urcarea rampei unui vehicul cu tracţiune electricã sau la ridicarea coţadei de marfã în instalaţiile de încãrcare-descãrcare, se recupereazã fiind restituitã reţelei de alimentare la coborârea rampei vehiculului cu tracţiune electricã, respectiv la coborârea coţadei de marfã în cazul vinciurilor de marfã.

Fig. 3.19. Deoarece frânarea are loc numai de la turaţii mai mari decât cea de sincronism (nB > n0, respectiv n ′B > n0 ) pânã la turaţia de sincronism, se numeşte suprasincronã. Frânarea suprasincronã se aplicã în special în cazul motoarelor de acţionare a vinciurilor de marfã. La aceste motoare, cu numãr variabil de poli, trecerea de pe treapta a III-a de viteză, pe treapta a II-a, respectiv I-a, se face printrun proces intermediar de frânare suprasincronă, schema de comandă automată, cu relee de timp şi contactoare, nepermiţând trecerea directă, de pe treapta a III-a de viteză pe treapta I-a. Metoda nu permite oprirea motorului, motiv pentru care se asociazã cu alte procedee de frânare. În timpul frânãrii, maşina funcţioneazã în regim de generator

90


asincron debitând putere activã în reţea şi absorbind de la reţea sau de la consumatorii conectaţi la stator putere reactivã necesarã magnetizãrii. Pentru ca turaţia în timpul frânãrii sã nu atingã limite nepermise, cuplul static potenţial de sarcinã trebuie sã fie mai mic decât cuplul critic în regim de generator asincron. Frânarea suprasincronã este avantajoasã sub aspect energetic şi poate fi aplicatã atât pentru motoarele cu rotorul bobinat cât şi pentru motoarele cu rotorul în scurtcircuit. La aplicarea metodei în cazul motoarelor cu rotorul bobinat, se recomandã scurtcircuitarea eventualelor rezistenţe înseriate în rotor pentru ca frânarea sã se facã pe caracteristica naturalã.

3.3.2. Frânarea prin contracurent Maşina asincronã trifazatã se gãseşte în regim de frânare prin contracurent sau frânare propriu-zisã (frânã electromagneticã), dacã rotorul sãu se învârteşte în sens invers celui al câmpului magnetic învârtitor statoric. Acest regim de funcţionare a maşinii asincrone este cunoscut şi sub denumirea de frânare prin contraconectare sau cuplare inversã. Pentru a se obţine acest regim de frânare, maşina de lucru trebuie sã antreneze rotorul în sens invers sensului de acţiune al cuplului electromagnetic, care se exercitã asupra rotorului în acelaşi sens cu cel al câmpului magnetic învârtitor statoric. În consecinţã, maşina electricã primeşte putere mecanicã pe la arbore, fie sub acţiunea energiei cinetice a corpurilor în mişcare de rotaţie (cuplu de sarcinã de naturã reactivã), fie sub acţiunea unui cuplu static potenţial, cum ar fi cel care apare la coborârea unei greutãţi, absorbind în acelaşi timp putere electricã din reţeaua de alimentare. Aceste puteri se transformã nerecuperabil în cãldurã degajatã în cea mai mare parte pe rezistenţa de cuplare inversã Rci introdusã în serie cu rotorul motoarelor cu inele. În regimul de frânare propriu-zisã, cuplul electromagnetic nu întreţine mişcarea, fiind deci rezistent, iar alunecarea maşinii este supraunitarã. Pornind de la regimul de motor ca regim de bazã, frânarea propriu-zisã se realizeazã în douã moduri: a) prin introducerea unor rezistenţe în serie cu rotorul, trecerea la regimul de frânã fãcându-se prin inversarea sensului de rotaţie al rotorului, succesiunea fazelor statorice rămânând aceeaşi; b) prin inversarea sensului de succesiune a fazelor statorice şi înserierea unor rezistenţe de frânare în circuitul rotoric la acelaşi sens de rotaţie al rotorului. Pentru realizarea regimului de cuplare inversã este necesarã introducerea unor rezistenţe mari în circuitul rotorului. 3.3.2.1.

Frânarea prin contracurent prin inversarea sensului de rotaţie al rotorului. Frânarea prin contracurent obţinutã prin inversarea sensului de rotaţie se realizeazã prin introducerea unei rezistenţe de cuplare inversã Rci, de valoare

91


corespunzãtoare, în circuitul rotoric, astfel încât, pentru un anumit cuplu de sarcinã MS, maşina sã funcţioneze pe o caracteristicã mecanicã artificialã reostaticã la turaţii negative. Pentru a explica trecerea de la regimul de motor la cel de frânã, se considerã maşina funcţionând pe caracteristica naturalã, într-un punct A, corespunzãtor unui cuplu static potenţial MS (fig. 3.20). Un astfel de cuplu apare, de exemplu, în instalaţiile de încãrcare-descãrcare, la ridicarea coţadei de marfã. Punctul de funcţionare trece din A în B, pe caracteristica mecanicã artificialã, când se introduce rezistenţa Rci, în serie cu rotorul.

Fig. 3.20. Cuplul dezvoltat de motor va fi mai mic decât cuplul de sarcinã, deci apare un cuplu de decelerare, care determinã micşorarea turaţiei pânã la oprire (punctul C), când cuplul de sarcinã, MS, devine activ, producând creşterea turaţiei în sens contrar, pe caracteristica (2), în cadranul IV. În punctul D acţiunea cuplului dinamic înceteazã (MD = MS), deci se stabileşte un nou regim staţionar, coţada de marfã coborând în continuare cu vitezã constantã (turaţia - nD). Frânarea propriuzisã are loc pe porţiunea CD a caracteristicii artificiale (2). Cunoscându-se valoarea rezistenţei Rci, calculul caracteristicii de frânare se face similar celui de la paragraful 3.1.2. Efectul de frânare dorit se obţine prin alegerea potrivitã a rezistenţei Rci. Determinarea rezistenţei de frânare se face impunându-se viteza de coborâre a sarcinii, deci turaţia rotorului. Corespunzãtor turaţiei - nD se calculeazã: (3.41)

92


n 0 − ( −n D ) n 0 + n D >1 . = n0 n0 Scriind altfel alunecarea corespunzãtoare turaţiei - nD: R + Rci (3.42) sD = 2 sA , R2 n − nA în care s A = 0 < 1 , rezultã: n0 s − sA (3.43) Rci = D ⋅ R2 . sA Deoarece sD > 1, iar la maşinile de construcţie normalã sA ≅ 0,05, rezistenţa de cuplare inversã rezultã de valoare mare, fiind deci şi scumpã. Analizând relaţia (3.43) şi figura 3.20. rezultã cã, mãrind rezistenţa de frânare, viteza de coborâre a sarcinii creşte. Reglajul în timpul frânãrii se face greu, caracteristica de frânare fiind moale. sD =

3.3.2.2. Frânarea prin contracurent prin inversarea succesiunii fazelor statorice Maşina asincronã trifazatã funcţionând în regim de motor, cu un cuplu de sarcinã de naturã reactivã, trece în regim de frânare prin contracurent, prin inversarea legãturilor la reţea a douã faze statorice, sensul de rotaţie al rotorului rãmânând neschimbat. Simultan cu inversarea legãturilor la reţea a celor douã faze statorice se intercaleazã în rotor o rezistenţã suplimentarã, numitã rezistenţa de cuplare inversã, cu scopul limitãrii şocului de curent în momentul reversãrii. În principiu, frânarea prin contracurent prin inversarea succesiunii fazelor statorice se realizeazã conform schemei din figura 3.21. Pentru funcţionare în regim de motor cu sens de rotaţie dreapta, se închid contactele contactorului de linie C1 şi contactele contactorului de sens C2, rezistenţa de cuplare inversã Rci fiind scurtcircuitatã prin intermediul Fig. 3.21. contactelor normal închise C3. Prin deschiderea contactelor C2 şi închiderea contactelor normal deschise ale contactorului de sens C3, se inverseazã legãturile la reţea ale fazelor A şi B ale statorului. În acelaşi timp, prin deschiderea contactelor normal închise C3, se înseriazã cu rotorul rezistenţa Rci.

93


Se considerã cã maşina funcţioneazã în regim de motor, pe caracteristica naturalã (dreapta 1), într-un punct A corespunzãtor unui cuplu de sarcinã MS de naturã reactivã (fig. 3.22.). Un astfel de cuplu apare, de exemplu, în cazul motorului de acţionare a mecanismului de guvernare a navelor. Schimbând între ele legãturile la reţea ale fazelor A şi B, sensul câmpului magnetic învârtitor statoric se schimbã, devenind opus sensului de rotaţie al rotorului, deci se va modifica şi sensul cuplului electromagnetic, acesta devenind un cuplu de frânare, opus sensului de rotaţie. Deoarece, simultan cu inversarea sensului câmpului învârtitor statoric, se intercaleazã în rotor rezistenţa Rci, punctul de funcţionare al maşinii va trece din A în B pe caracteristica de frânare (2’), simetricã în raport cu originea faţã de caracteristica artificialã reostaticã (2), din regim de motor.

Fig. 3.22. Trecerea din regim de motor în regim de frânã se face la aceeaşi turaţie (nB = nA), modificându-se practic instantaneu legãturile în schema de conexiuni. Deci, caracteristica de frânare în contracurent va fi cuprinsã în cadranul doi al sistemului de axe de coordonate turaţie-cuplu. În punctul B, maşina dezvoltã un cuplu de frânare -MB. Turaţia va scădea rapid, pînã la valoarea zero (punctul C). Frânarea propriu-zisã are loc pe porţiunea BC a caracteristicii mecanice artificiale (2’). În punctul C, frânarea fiind terminatã, maşina ar trebui deconectatã de la reţea, în practicã aceasta realizându-se cu un releu de vitezã nulã, care, prin intermediul contactorului de linie C1, comandã deconectarea maşinii de la reţea.

94


Dacã însã, în punctul C maşina rãmâne conectatã la reţea, cum cuplul MC este mai mare decât cuplul de sarcinã MS, rotorul se va accelera în sens invers celui iniţial. Punctul de funcţionare se deplaseazã pe caracteriastica (2’) în D, unde MD = MS, turaţia stabilindu-se la valoarea staţionarã nD. Maşina reintrã în regim de motor, însã cu sens de rotaţie opus celui din cadranul unu. Dacã în punctul D se scurtcircuiteazã rezistenţa de frânare Rci, motorul va trece sã funcţioneze în punctul (A’) pe caracteristica naturalã stânga (1’), simetricã în raport cu originea faţã de caracteristica (1), turaţia stabilindu-se la valoarea n A′ = n A . Calculul rezistenţei de frânare se face impunându-se valoarea cuplului din momentul începerii frânãrii. Pentru cazul din figura 3.22., alunecarea de la care începe frânarea va fi: − n0 − n B n = 1+ A = 2 − sA > 1 . sB = (3.44) − n0 n0 Alunecarea criticã corespunzãtoare caracteristicii artificiale de frânare (2’) va fi dedusã din relaţia: 2M k MB =M f = , (3.45) sf s kf + s kf sf în care: sf = sB = 2 - sA; Scriind relaţia alunecãrii critice sub forma: R + Rci (3.46) ⋅ sk , skf = 2 R2 în care sk este corespunzãtoare caracteristicii mecanice naturale, rezultã: s kf − s k (3.47) Rci = R2 . sk Cum skf >1, iar sk = (0,1 ÷ 0,3), Rci rezultã de valoare mare. Avantajul metodei constã în faptul cã frânarea se poate face la orice vitezã subsincronã. Dezavantajul este reducerea stabilitãţii în funcţionare, iar la maşina cu rotor în scurtcircuit nu se pot obţine cupluri de frânare iniţiale mari. De asemenea, metoda prezintã pierderi mari în rezistenţa de frânare, puterea care se transformã în cãldurã fiind foarte mare. Maşinile care urmeazã sã funcţioneze în acest regim se dimensionezã special, având în vedere o mai bunã evacuare a cãldurii. Metoda este utilizatã în cazul instalaţiilor de ridicare, unde este nevoie de opriri sau reversãri rapide.

95


3.3.3. Frânarea dinamicã Maşina asincronã trifazatã, funcţionând în regim de motor, trece în regim de frânare dinamicã prin separarea înfãşurãrii statorice de la reţeaua trifazatã de alimentare şi conectarea a cel puţin douã faze la o sursã de curent continuu (fig. 3.23) aleasã în mod corespunzãtor.

În acelaşi timp, în circuitul rotoric, al motoarelor cu inele, se introduce o rezistenţã de frânare Rf. Trecerea de la regimul de motor (contactele C1 închise) la regimul de frânare se face prin deschiderea contactelor C1 şi închiderea contactelor normal deschise C2, prin aceasta alimentându-se fazele B şi C în c.c. În acelaşi timp, prin deschiderea contactelor normal închise ale contactorului de frânare C2, se introduce în rotor rezistenţa de frânare Rf. Curentul continuu produce în stator un câmp magnetic fix ca poziţie în spaţiu şi invariabil în timp, care induce în rotorul în mişcare un sistem trifazat simetric de tensiuni electromotoare. Circuitul rotoric fiind închis peste rezistenţa de frânare, sau scurtcircuitat în cazul motoarelor cu rotor în colivie, sistemul trifazat electric de tensiuni determinã apariţia unui sistem trifazat simetric de curenţi, care, interacţionând cu câmpul magnetic statoric dau naştere unui cuplu electromagnetic de frânare sub acţiunea cãruia turaţia rotorului se micşorezã. În acest fel, maşina fiind excitatã în c.c. în stator şi rotorul ei continuând sã se roteascã pe seama energiei cinetice înmagazinate în masele în mişcare, va începe sã funcţioneze în regim de generator sincron cu turaţie descrescãtoare. Maşina asincronã devine deci, în acest regim de

96


frânare, generator sincron cu poli plini şi frecvenţã variabilã, statorul având rol de inductor, iar rotorul rol de indus. Energia cineticã a corpurilor în mişcare de rotaţie, care fac parte din sistemul de acţionare se transformã prin intermediul energiei electrice din rotor, integral în cãldurã, fiind deci nerecuperabilã. În principiu, frânarea dinamicã se poate realiza la ambele variante constructive, cu rotor bobinat şi cu rotor în scurtcircuit, ale maşinii asincrone. Frânarea în cazul maşinii cu inele este mai favorabilã din punct de vedere al solicitãrilor termice, cea mai mare parte din cãldura produsã degajându-se pe rezistenţa de frânare, mare în raport cu rezistenţa rotoricã, spre deosebire de maşina cu rotor în scurtcircuit, la care, cãldura dezvoltatã în timpul frânãrii se degajã în întregime în rotor. Alimentarea înfãşurãrii statorice cu c.c. se poate face de la o reţea separatã sau, în lipsa acesteia, de la reţeaua de c.a. prin intermediul unui redresor. Pentru a putea face o legãturã între funcţionarea maşinii ca motor asincron şi ca generator sincron, se considerã cã înfãşurarea statoricã este parcursã, în locul curentului continuu Ic, de un sistem trifazat simetric de curenţi echivalenţi de valoare efectivã Ie. Pentru ca cuplul maşinii sã rãmânã neschimbat, t.m.m. produsã de curentul continuu trebuie sã fie egalã cu cea produsã de sistemul trifazat de curenţi echivalenţi. Alimentarea în c.c. a înfãşurãrii statorice se poate face, în funcţie de posibilitãţile de realizare practicã, conform schemelor din figura 3.24. În cazul schemei din figura 3.24 a., t.m.m. Ucmm creatã de curentul continuu Ic, va fi: π (3.48) U cmm = 2 ⋅ K b1 ⋅ W1 ⋅ I c ⋅ cos = 3 ⋅ K b1 ⋅ W1 ⋅ I C . 6 Amplitudinea armonicii fundamentale a t.m.m. U1mm creatã de sistemul trifazat simetric de curenţi echivalenţi Ie va fi: 3 U 1mm = 2 ⋅ K b1 ⋅ W1 ⋅ I e . (3.49) 2

97


Fig. 3.24. Din echivalenţa t.m.m. datã de relaţiile (3.48) şi (3.49) rezultã: 3 2 (3.50) Ic = I e ≅ 1,22 I e . 2 3 La fel se poate calcula echivalenţa dintre curentul continuu Ic şi curentul alternativ echivalent Ie pentru celelalte scheme din figura 3.24. Cunoscându-se rezistenţa înfãşurãrii statorice, se poate calcula tensiunea şi puterea sursei de c.c. Datele de calcul necesare sunt indicate în tabelul 3.2. Tabelul 3.2. Ie Ic

Rezist. Tensiunea sursei Puterea sursei totalã a de de curent înfãşurãrii curent continuu continuu statorice

Schem a

t.m.m. Ucmm

a

3 k b W1 I c

1,22Ie

0,82

2R1

b

3 k b W1 I c 2

1,41Ie

0,71

3 R1 2

1,41I e ⋅

kb W1 I c

2,12Ie

0,47

2 R1 3

2,12 I e ⋅

2,45Ie

0,41

1 R1 2

2,45 I e ⋅

c

d

1

1

1

3 k b W1 I c 2 1

Ic

1,22I e ⋅ 2R1 =

(1,22I e )2 ⋅ 2R1 =

= 2,44 R1 I e

= 3R1 I e2

3 R1 = 2 = 2,12 R1 I e

(1,41Ie )2 ⋅ 3 R1 =

2 R1 = 3 = 1,41R1 I e

(2,12I e )2 ⋅ 2 R1 =

1 R1 = 2 = 1,22 R1 I e

(2,45I e )2 ⋅ 1 R1 =

98


2

= 3R1Ie2 3

= 3R1 I e2 2

= 3R1 I e2

La aceastã metodã de frânare, alunecarea care se introduce în calcule corespunde unei rotaţii a întregii maşini în sensul de rotaţie al rotorului, cu turaţia de sincronism n1. Se obţine deci: n − ( n1 + n) n Ω (3.51) sf= 1 =− =− . n1 n1 Ω1 Determinarea expresiei analitice a caracteristicii mecanice M = f(sf) corespunzãtoare frânãrii dinamice se bazeazã pe observaţia cã în acest regim, pierderile din rotor se pot acoperi numai din puterea mecanicã de pe arbore, pentru schema din figura 3.23 putându-se scrie: − M ⋅ Ω = 3 ⋅ I 2'2 R2' + R 'f , din care

(

)

rezultă: Ω1 3 2 3 2 I 2′ R2′ + R ′f = − I 2′ R2′ + R ′f . Ω Ω1 Ω Ţinând cont de (3.51), rezultã: 3 R 2′ + R ′f 2 M= I 2′ sf Ω1 M =−

(

)

(

)

(3.52)

(3.53)

Curentul rotoric I 2′ se exprimã în funcţie de parametrii maşinii, utilizându-se în acest scop schema echivalentã în care curentul continuu din stator este înlocuit cu cel alternativ echivalent Ie şi se neglijeză pierderile în fier. Pentru circuitul rotoric, schema echivalentã este prezentatã în figura 3.25.

Fig. 3.25. În baza celor douã teoreme ale lui Kirchoff se pot scrie urmãtoarele ecuaţii: R2′ + R ′f (3.54) JX m I 1µ + JX 2′ I ′ 2 + I2 = 0, sf de unde rezultã: I ′2 =

R2′ + R ′f sf

JX m I e + J ( X m + X 2′ )

Înlocuind valoarea curentului I 2′ în relaţia (3.53), se obţine:

99


.

(3.55)

R2′ + R ′f M =

3 2 2 Ie X m Ω1  R2′ + R ′f   sf 

sf 2

  + ( X m + X 2′ ) 2  

;

(3.56)

sau: M=

I2X2 3 ⋅ e m ⋅ Ω1 X m + X 2′

1 R 2′ + R ′f s f ( X m + X 2′ )

+

s f ( X m + X 2′ )

.

(3.57)

R2′ + R ′f

Conform expresiei (3.57) cuplul are valoarea maximã dacã: s kf ( X m + X 2′ ) = R2′ + R ′f ,

(3.58)

şi, deci, alunecarea criticã în regim de frânare dinamicã va fi: R2′ + R ′ (3.59) . X m + X 2′ Cu (3.59) expresia cuplului critic în regim de frânare dinamicã devine: s kf =

I2X 2 3 (3.60) ⋅ e m . 2Ω1 X m + X 2′ De asemenea, raportând (3.57) la (3.60), şi ţinând cont de (3.59) se obţine: M kf =

M 2 = , s s kf M kf f + s kf sf

(3.61)

de unde: M=

2 M kf . sf s kf + sf s kf

(3.62)

Ecuaţia (3.62) reprezintã expresia analiticã a caracteristicii mecanice de frânare dinamicã. Ecuaţia (3.62) este asemãnãtoare cu cea corespunzãtoare regimului de motor, numai cã în regim de frânare dinamicã, rolul alunecãrii este preluat de raportul turaţiilor. Pentru a putea efectua calculele în cazurile concrete, este necesar sã se cunoascã caracteristica de magnetizare, adicã: U e1 = U e′ 2 = f (Iµ ) , care este datã în valori relative pentru unele tipuri de maşini asincrone.

100


Dacã nu se cunoaşte caracteristica de magnetizare a maşinii, atunci din caracteristica de magnetizare generalã (fig. 3.26)[16], se determinã pentru diferite rapoarte I1µ / I10, valoarea curentului de magnetizare I1µ şi a tensiunii Ue1. Corespunzãtor perechilor de valori ale lui Ue1 şi I1μ, se determinã reactanţa de magnetizare cu formula: Xm =

U e1 . I 1µ

(3.63)

Cunoscându-se X 2′ , R2′ , R ′f , I e , şi X m , se determinã alunecarea criticã skf cu relaţia (3.59) şi cuplul critic Mkf cu relaţia (3.60), introducând apoi rezultatele obţinute în ecuaţia (3.62) şi dând valori lui sf între 0 şi 1, se calculeazã M. Se reprezintã apoi perechile de valori sf şi M în sistemul de axe de coordonate cuplualunecare şi unind punctele obţinute printr-o curbã, rezultã caracteristica cãutatã.

Fig. 3.26.

Fig. 3.27.

Caracteristicile de frânare dinamicã, pentru diferitele rezistenţe de frânare şi diferiţi curenţi Ie, sunt prezentate în figura 3.27. Se observã cã influenţa rezistenţei totale din circuitul rotoric asupra alunecãrii critice skf este aceeaşi ca în cazul regimului de motor. Valoarea cuplului critic Mkf creşte cu pãtratul valorii efective a curentului alternativ echivalent Ie. Efectul dorit în ce priveşte durata frânãrii se obţine prin alegerea potrivitã a curentului continuu Ic şi a rezistenţei de frânare Rf ce se intercalează în circuitul rotoric. Se admite: (3.64) Ic = (1,5 ÷ 3)I10 unde I10 este curentul la mersul în gol al maşinii. Regimul de frânare dinamicã se utilizeazã pentru oprirea completã a sistemului de acţionare, frânarea fiind linã. Pentru reducerea timpului de frânare, maşina trebuie sã dezvolte un cuplu electromagnetic de valoare ridicatã, motiv pentru care se intercaleazã în rotor un reostat de frânare în trepte, astfel încât cuplul sã fie menţinut în limitele impuse. Caracteristicile de frânare obţinute în cazul utilizãrii unui reostat cu douã trepte de rezistenţã sunt prezentate în figura 3.28.

101


Fig. 3.28. În punctul A, de pe caracteristica naturalã, maşina se deconecteazã de la reţea şi se alimenteazã în c.c., statorul alimentându-se dupã una din schemele prezentate, simultan cu intercalarea în rotor a reostatului de frânare. Punctul de funcţionare trece în B, pe caracterisitica artificialã de frânare dinamicã. Sub acţiunea limitei maxime impuse cuplului de frânare, turaţia se micşoreazã, punctul de funcţionare deplasându-se în C. În acest moment, se scurtcircuiteazã prima treaptã a reostatului de frânare, cuplul crescând brusc de la Mmin la Mmax în D. Procesul de frânare decurge similar în continuare, pânã în punctul F de pe caracteristica mecanicã naturalã de frânare dinamicã. De aici, sub acţiunea cuplului de frânare Mmax, punctul de funcţionare se deplaseazã pe caracteristica naturalã de frânare pânã în 0, când turaţia se anuleazã şi frânarea este terminatã. Regimul de frânare dinamicã este cel mai sigur dintre regimurile de frânare ale maşinii asincrone, aplicându-se la maşini de puteri de pânã la 50kW. Dezavantajele metodei sunt legate de necesitatea operãrii de schimbãri în schema de conexiuni şi, deoarece trebuie mãritã rezistenţa rotorului, pentru obţinerea de cupluri de frânare iniţial mari, nu se poate aplica cu succes la maşinile cu rotor în scrutcircuit. 3.3.4. Frânarea motoarelor sincrone În general frânarea la motoarele sincrone nu prezintă interesul pe care-l ridică la celelalte tipuri de motoare electrice. De cele mai multe ori nu se pune, pur şi simplu, problema frânării motoarelor electrice sincrone, în sistemele de acţionare la care acestea se utilizează. Totuşi, pornind de la regimul de funcţionare ca motor, maşina sincronă poate funcţiona şi în regimuri de frânare. Frânarea în regim de generator cu recuperare de energie nu poate fi luată în discuţie, deoarece maşina fiind legată la reţeaua de alimentare cu frecvenţă constantă, viteza sa are o valoare invariabilă. Acest regim nu poate fi folosit nici măcar la limitarea vitezei de rotaţie.

102


Regimul de frânare propriu-zisă, realizat prin schimbarea succesiunii fazelor motorului sincron, ar putea fi utilizat, dacă maşina posedă un cuplu asincron (piese polare masive, colivie de amortizare). Totuşi şocurile mari de curent, cuplurile de frânare relativ mici şi degajarea masivă de căldura nu fac recomandabil acest regim de frânare.

Fig.3.29.

Fig.3.30.

Frânarea în regim de generator nerecuperativ sau dinamică este singura răspândită la motoarele sincrone. După deconectarea statorului de la reţea, înfăşurarea de excitaţie rotorică rămâne alimentată cu curent continuu, iar înfăşurarea statorică se conectează pe un reostat trifazat (fig. 3.29). Energia cinetică a corpurilor sistemului de acţionare, în mişcare de rotaţie, se transformă în căldură prin intermediul energiei electrice, abstracţie făcând de partea necesară învingerii cuplului static rezistent. Cuplul de frânare obţinut depinde de turaţie şi de fluxul de excitaţie, anulându-se odată cu tensiunea electromotoare indusă pe fază, la anularea vitezei de rotaţie. Cu căt rezistenţa pe fază a reostatului de frânare va fi mai mare, cuplul de frânare la aceeaşi viteză va fi mai mic. Din punct de vedere fizic acest regim de frânare nu diferă de frânarea dinamică a motorului asincron, caracteristicile mecanice de frânare obţinute având aceeaşi formă cu cele de la acest motor (fig. 3.30). 3.4. Regimul tranzitoriu al motorului asincron Dupã cum funcţionarea motorului asincron în regim staţionar este descrisã de caracteristica mecanicã staticã M=f(s), tot aşa şi regimul tranzitoriu poate fi reprezentat printr-o caracteristicã mecanicã dinamicã. Ecuaţiile ce descriu funcţionarea maşinii în regim tranzitoriu sunt:

103


di1 di + Lm 2 dt dt di di 0 = R 2 i 2 + L2 2 + Lm 1 dt dt 2 GD dn M − MS = 375 dt

u1 = R1i1 + L1

(3.65)

în care am notat cu: u1 valoarea instantanee a tensiunii de fazã statorice; i1 valoarea instantanee a curentului statoric; i2 valoarea instantanee a curentului rotoric; Lm inductivitatea mutualã a înfãşurãrilor din stator şi rotor. Rezolvarea analiticã simultanã a celor trei ecuaţii este, de regulã, practic imposibilã. Datoritã neliniaritãţii sistemului de ecuaţii diferenţiale, pentru determinarea caracteristicilor dinamice ale motorului asincron se recurge la modelarea matematicã cu ajutorul calculatorului analogic. Determinarea curbelor de variaţie în timp a turaţiei, n=f(t) şi curentului I 2′ = f (t ) în cazurile în care cuplul de sarcinã are o variaţie oarecare, se face prin metode grafice conform celor arãtate la studiul regimului tranzitoriu al motorului de curent continuu cu excitaţie serie. În cazul motoarelor asincrone cu parametri constanţi, încãrcate cu un cuplu de sarcinã constant sau nul, studiul regimului tranzitoriu electromecanic, neglijând procesul tranzitoriu electromagnetic, se face pe cale analiticã. Pentru simplificare, se va considera cazul particular când cuplul de sarcinã Ms=0. Cu aceste ipoteze, ecuaţia fundamentalã a mişcãrii devine: GD 2 dn (3.66) M= . 375 dt şi ţinând cont de ecuaţia (3.9) se obţine: 2M k GD 2 dn (3.67) = . s sk 375 dt + sk s În baza relaţiei (3.10) se poate deduce cã: dn ds (3.68) = − n1 . dt dt Înlocuind (3.68) în (3.67) rezultã: (3.69)

104


2M k GD 2 ds = −n1 , s sk 375 dt + sk s de unde, prin separarea variabilelor se obţine: 1 GD 2 n1  s s k  (3.70)  + ds , dt = − s  2 375 M k  s k respectiv T  s s  (3.71) dt = − K  + k ds , 2  sk s  în care s-a notat cu TK constanta electromecanicã de timp a maşinii: GD 2 n1 (3.72) TK = . 375 M k Durata regimului tranzitoriu se determinã prin integrarea relaţiei (3.71) între limitele s1 şi s2 corespunzãtoare alunecãrii de la începutul şi sfârşitul regimului tranzitoriu considerat. Deci: s2

T ⌠ s s  T t = − K   + k ds = K s  2 ⌡  sk 2 s1

 s12 − s 22 s   + s k ln 1   2s s2  k 

(3.73)

3.4.1. Procese tranzitorii la pornirea motorului asincron Ţinându-se seama de relaţia (3.73), durata regimului tranzitoriu de pornire se poate determina considerând cã alunecarea variazã între limitele s1=1 şi s2 = sn. Se obţine, deci: T  1 − s N2 1  (3.74) t p = − K  + s k ln  2  2s k sN  În realitate, deoarece s-a considerat cã pornirea are loc în gol (Ms=0), alunecarea în regim staţionar ar fi s2=0 şi conform (3.74) timpul de pornire ar rezulta infinit. Practic însã, avându-se în vedere frecãrile ce intervin, se considerã cã regimul staţionar este atins pentru sn ≅ 0,05, pornirea fiind terminatã când n ≅ 0,95n1. În acest caz, durata regimului tranzitoriu de pornire va fi: 2  1  T  1 − 0,05 1  (3.75) tp = − K  + s k ln ≅ TK  + 1,5s k  ,   2  2 0,05   4sk  mãrimea din parantezã fiind un numãr simplu, adimensional, numit timp de pornire numeric. Din (3.75) se constatã cã timpul de pornire depinde direct proporţional de constanta electromecanicã de timp, dar depinde şi de valoarea alunecãrii critice, deci, conform (3.14) de rezistenţa totalã din circuitul rotoric. Rezultã cã pentru un

105


anumit sistem de acţionare dat (TK=ct.) se poate determina valoarea alunecãrii critice optime sk0 astfel încât timpul de pornire sã fie minim: dt p   1 = T K  − 2 + 1,5  = 0 ,  4s  ds k k0   de unde sk0=0,408. Înlocuind valoarea optimã a alunecãrii critice în relaţia (3.75) se obţine durata minimã a timpului de pornire:  1  + 1,5.0,408  ≅ 1,22TK t p min = TK   4.0, 408  Rezultã cã în cazul pornirii directe, fãrã reostat de pornire şi a unor porniri dese, se recomandã ca motorul de acţionare sã fie astfel ales încât alunecarea sa criticã sã aibã o valoare cât mai apropiatã de sk0. De remarcat însã cã o datã cu creşterea alunecãrii critice, deci a rezistenţei rotorice se mãreşte preţul motorului şi se micşoreazã randamentul sãu. De aceea, la alegerea motorului în funcţie de alunecarea sa se impune efectuarea unui calcul tehnico-economic, adoptându-se soluţia cea mai convenabilã. De remarcat cã motoarele asincrone pornesc mult mai repede decât cele de curent continuu la care pornirea se considerã practic terminatã dupã 3-4 constante de timp. Pornirea motoarelor asincrone fiind mai bruscã, deci cu şocuri mai mari, impune dimensionarea corespunzãtoare a mecanismului de transmisie dintre motor şi maşina de lucru. Comanda automatã a pornirii motoarelor asincrone se realizeazã prin una din metodele uzuale în funcţie de timp, curent sau vitezã. Pornirea, inversarea sensului şi frânarea motorului cu rotor în scurtcircuit cu o singurã vitezã se poate realiza cu cea mai simplã schemã de comandã automatã. În figura 3.31. se prezintã schema de pornire directã a motorului asincron cu rotor în scurtcircuit. Cu ajutorul ei, pornirea se face într-un singur sens, motiv din care schema se mai numeşte şi ireversibilã.

106


Fig. 3.31. Pornirea se efectueazã astfel: dupã închiderea întrerupãtorului a1 se apasã pe butonul de pornire b1 care permite punerea sub tensiune a bobinei contactorului de linie C. Aceasta fiind excitatã îşi închide contactele normal des-chise c din circuitul de forţã, ceea ce face ca motorul asincron sã fie conectat direct la reţea. În acest timp, se închide şi contactul normal deschis c din circuitul 3, asigurându-se automenţinerea butonului de pornire. Protecţia motorului este asiguratã prin siguranţele fuzibile e2, împotriva curenţilor de scurtcircuit şi de releele termice e3, împotriva curenţilor de suprasarcinã. Oprirea motorului se efectueazã dupã necesitãţi, prin acţionarea butonului normal închis b2, care întrerupe alimentarea bobinei contactorului C. Pentru pornirea reversibilã, adicã în ambele sensuri, a motorului asincron cu rotorul în scurtcircuit se utilizeazã schema de comandã automatã prezentatã în figura 3.32, care conţine douã contactoare C1 şi C2, butoanele de comandã şi elementele de blocare din circuitele bobinelor contactoarelor pentru evitarea unor comenzi greşite, care ar putea conduce la scurtcircuitarea reţelei de alimentare. Pentru modificarea sensului de mers, o astfel de schemã necesitã douã operaţii şi anume: una de oprire şi alta de pornire în sens invers.

107


Fig 3.32. 3.4.2. Procese tranzitorii la frânarea şi reversarea motorului asincron În cazul frânãrii prin contracurent, obţinutã prin inversarea sensului de succesiune al fazelor statorice, durata regimului tranzitoriu de frânare pânã la oprire se determinã cu ajutorul relaţiei (3.73) considerând cã alunecarea variazã între limitele s1=2 şi s2=1. Deci, se obţine:   0,75  T  4 −1 (3.76) t f = K  + s k ln 2  ≅ TK  + 0,345s k  . 2  2s k s    k Din (3.76) se constatã cã timpul de frânare depinde direct proporţional de constanta electromecanicã de timp, dar depinde şi de valoarea alunecãrii critice, deci, de rezistenţa totalã a circuitului rotoric. Rezultã cã pentru un anumit sistem de acţionare, dacã TK=ct. valoarea alunecãrii critice optime s k′ 0 pentru care timpul de frânare este minim, se determinã din condiţia: dt f  0,75  (3.77) = TK  − 2 + 0,345  = 0 , ds k ′ s k0   de unde se obţine: s k′ 0 =1,47 Cu aceastã valoare a alunecãrii critice, timpul de frânare minim devine:

108


 0,75  (3.78) t f min = Tk  + 0,345 ⋅ 1,47  ≅ 1,02Tk .  1, 47  Se observã prin urmare cã timpul de frânare minim se obţine pentru o alunecare criticã mult diferitã de cea corespunzãtoare timpului de pornire minim. Aceasta înseamnã cã alegerea alunecãrii critice, în cazul motoarelor cu rotor în scurtcircuit, se va face fie pentru a se obţine timp de pornire minim, fie timp de frânare minim, sau se va alege o alunecare criticã medie. Reversarea (inversarea sensului de rotaţie) motorului asincron, acesta funcţionând iniţial în cadranul I cu sens de rotaţie dreapta, se face printr-un regim intermediar de frânare în contracurent. Într-adevãr, conform figurii 3.22. dacã în momentul anulãrii turaţiei (punctul C) nu se decupleazã statorul de la reţea, maşina reintrã în regim de motor, dar cu sens de rotaţie stânga, punctul de funcţionare ajungând în final în A’, pe caracteristica mecanicã naturalã (1’) stabilindu-se la turaţia n A′ = n A . Prin urmare, durata procesului tranzitoriu de reversare se determinã cu ajutorul relaţiei (3.73) considerînd cã alunecarea variazã între limitele s1 ≅ 2, corespunzãtoare punctului B şi s2 ≅ 0,05, corespunzãtoare punctului A’ în figura 3.22. Deci, se obţine:    1 T  4 − 0,05 2 (3.79) t r = k  + s k ln 40  ≅ Tk  + 1,84s k  2  2sk   sk  Din (3.79) se observã cã timpul de reversare depinde direct proporţional de Tk, dar depinde şi de alunecarea criticã, deci, de rezistenţa totalã a circuitului rotoric. Valoarea alunecãrii critice optime s k′′0 pentru care timpul de reversare este minim, se determinã din condiţia:   1 dt r (3.80) = Tk  − 2 + 1,84  = 0 ds k ′ ′ s   k0 de unde se obţine: s ′k′0 = 0,736 Introducând aceastã valoare în (3.79) se obţine timpul de reversare minim:  1  t rmin = Tk  + 1,84 ⋅ 0,736  ≅ 2,72Tk  0,736  Comparând valorile alunecãrilor critice optime s k′′0 şi s k′ 0 rezultã cã rezistenţa totalã din circuitul rotoric la reversare trebuie sã fie pe jumãtate faţã de cea corespunzãtoare frânãrii în contracurent. În paracticã, reversarea nu se face alegându-se un motor cu alunecarea s k′′0 în vederea reducerii timpului total, ci prin funcţionarea maşinii pe douã trepte de rezistenţã diferite, prima corespunzãtoare lui s ′k 0 = 1, 47 pentru obţinerea timpului minim de frânare şi a doua corespunzãtoare lui sk0 = 0,408, pentru obţinerea timpului minim de accelerare în sens invers.

109


În cazul regimului de frânare dinamicã, considerând circuitul magnetic nesaturat, durata procesului tranzitoriu în baza relaţiei (3.73) se exprimã sub forma: T  s 2 − s 22 s  (3.81) t fd = kd  1 + s kf ln 1  ,  2  2s kf s 2  unde: GD 2 n1 (3.82) ⋅ , Tkd = 375 M kf skf şi Mkf fiind definite prin relaţiile (3.59) respectiv (3.60). Conform caracteristicilor de frânare din figura 3.28 şi relaţiei (3.51) limitele între care variazã alunecarea în acest regim, în ipoteza MS = 0 vor fi: n 0,05n1 s1 = − 1 = −1 şi s 2 = − = −0,05 n1 n1 Introducând valorile lui s1 şi s2 în relaţia (3.81) se obţine:   0, 25  T  1 (3.83) t fd = kd  + s kf ln 20  = Tkd  + 1,5skf  .     2  2 s kf s   kf  Din (3.83) rezultã cã timpul de frânare depinde de alunecarea criticã skf, deci de rezistenţa totalã din circuitul rotoric şi de constanta de timp Tkd. Valoarea alunecãrii critice optime skf0 pentru care timpul de frânare este minim se determinã din condiţia:   0,25 dt fd = Tkd  − 2 + 1,5  = 0 ,   s 0 ds kf kf   de unde: skf0 = 0,408 Introducând aceastã valoare a alunecãrii critice în (3.83) rezultã: t fd min ≅ 1,22Tkd De remarcat cã alunecarea criticã optimã în regim de frânare dinamicã are aceeaşi valoare cu cea corespunzãtoare procesului tranzitoriu de pornire. Analizând valorile optime ale alunecãrii critice, corespunzãtoare regimurilor tranzitorii prezentate, se constatã cã motoarele la care intervine des pornirea, reversarea şi frânarea trebuie sã aibã rezistenţe rotorice relativ mari. Creşterea rezistenţei totale din cicuitul rotoric se face de multe ori prin intercalarea în rotor, în cazul motoarelor cu inele, a unor rezistenţe exterioare, evitându-se astfel încãlzirea acestuia. Pentru ca durata proceselor tranzitorii sã fie cât mai micã, se impune ca Tk sã fie cât se poate de micã. Aceasta se realizeazã prin cuplu de rãsturnare Mk mare şi o valoare cât mai micã a produsului GD 2 ⋅ n1 , ceea ce presupune o vitezã perifericã a indusului micã.

(

)

110


Fig. 3.33 În figura 3.33 se prezintã o schemã de comandã automatã a pornirii şi frânãrii dinamice a motorului asincron cu rotor în scurtcircuit, în funcţie de timp. Instalaţia conţine o punte redresoare alimentatã de la un transformator prin intermediul unui contact monopolar c2, contactorul de linie C1 şi contactorul de frânare C2. Funcţionarea schemei are loc astfel: la pornire, dupã închiderea întrerupãtorului a1, se acţioneazã butonul de pornire b1, punându-se sub tensiune bobina contactorului C1. Acesta, prin închiderea contactului sãu c1, din circuitul 1, cupleazã statorul la reţeaua de curent alternativ trifazat şi maşina intrã în regim de motor. Simultan se închid şi contactele c1, de automenţinere a butonului de pronire din circuitul 4, de închidere a circuitului bobinei releului de timp d, din circuitul 5 şi cel din circuitul 6, de alimentare a bobinei contactorului C2. Releul de timp fiind alimentat, îşi închide contactul sãu din circuitul 6, pregãtind alimentarea contactorului de frânare. Pentru a trece maşina în regim de frânã se acţioneazã butonul b2. Prin aceasta se realizeazã alimentarea bobinei contactorului C2, care-şi modificã starea contactelor, realizând: - prin deschiderea contactului normal închis din circuitul 3 întrerupe alimentarea bobinei contactorului C1 care-şi deschide contactele din circuitul 1, deconectând statorul de la reţeaua de curent alternativ trifazat; - prin închiderea contactelor normal deschise din circuitul 2, alimenteazã statorul, dupã una din schemele din figura 3.24. în curent continuu;

111


- prin închiderea contactului din circuitul 7 - automenţine butonul de frânare. Bobina contactorului C1 fiind dezexcitatã, acesta îşi deschide contactul normal deschis din circuitul 5, întrerupând alimentarea releului de timp. Acesta îşi deschide contactul sãu, dar nu instantaneu, ci dupã un timp reglat astfel încât temporizarea la deschidere a releului d sã fie ceva mai mare decât timpul de frânare. În acest fel, dupã terminarea frânãrii, C2 este scos de sub tensiune, pregãtindu-se schema pentru o nouã pornire în regim de motor. Pentru oprirea motorului fãrã frânare dinamicã se acţioneazã butonul de oprire b3. 3.5. Modificarea vitezei motoarelor de curent alternativ comandate de convertoare statice de putere În cadrul sistemelor de acţionare electrică moderne, convertorul static de frecvenţă CSF joacă un rol hotărâtor în obţinerea unor răspunsuri dinamice rapide şi precise. Utilizarea motoarelor asincrone trifazate impune folosirea unor convertoare de putere adecvată | ce generează un sistem trifazat de tensiuni de amplitudine şi frecvenţă variabilă. Marea majoritate a aplicaţiilor utilizează convertoare statice de frecvenţă indirecte. Convertoarele statice de frecvenţă indirecte CSFI se caracterizează printro dublă conversie a energiei electrice care constă dintr-o transformare a tensiunii alternative a reţelei, de frecvenţă şi amplitudine constante, într-o tensiune continuă (prin intermediul unui redresor de două sau de patru cadrane), urmată apoi de transformarea tensiunii continue din circuitul intermediar într-o tensiune alternativă, mono sau trifazată, de frecvenţă şi amplitudine reglabile, folosind un invertor. CSF cu circuit intermediar de c.c. se compun în principiu din trei blocuri: un redresor (convertor cu comutaţie de la reţea), un filtru şi un invertor cu comutaţie (forţată sau de la sarcină). Schema bloc a unui astfel de convertor este prezentată în figura 3.34.

Fig. 3.34. Schema bloc a unui convertor static de frecvenţă cu circuit intermediar de cc

112


După natura filtrului din circuitul intermediar de c.c. se deosebesc doi categorii de convertoare indirecte: cu circuit intermediar de tensiune continuă şi c circuit intermediar de c.c. CSFI cu circuit intermediar de tensiune continuă sunt caracterizate de faptul că sursa de alimentare de c.c. funcţionează în regim de generator de tensiune (sursă de tensiune) ca urmare a prezenţei unui condensator cu C —> ∞ în paralel cu sursa. Din acest motiv invertorul se mai numeşte şi invertor de tensiune. La acest tip de convertoare se comută tensiunea în circuitul de ieşire, aceasta având o formă dreptunghiulară. Curentul se stabileşte în raport cu caracterul sarcinii. În figura 3.35. a şi b sunt prezentate două topologii de bază ale CSFI cu circuit intermediar de tensiune continuă utilizate în prezent. Schema din figura 3.35. a corespunde unui echipament cu invertor de tensiune şi redresor necomandat fiind des utilizată în acţionările de mică putere. Având în vedere faptul că redresorul este necomandat, pentru regimul de generator al maşinii, energia neputând fi cedată reţelei se introduce în circuitul intermediar (la bornele condensatorului de filtraj) un element disipativ (rezistenţa R) de putere corespunzătoare, conectat la nevoie cu un comutator static CS (tranzistor bipolar sau IGBT).

a.

b. Fig 3.35. CSFI cu circuit intermediar de tensiune continuă: a. schema cu invertor de tensiune şi redresor necomandat; b. schema ce permite frânarea recuperativă. Schema din figura 3.35 b permite recuperarea energiei în reţeaua de ca. In această situaţie redresorul fiind comandat, în regim de frânare a motorului lucrează în regim de invertor. în această topologie, invertorul poate fi cu două nivele sau multi-nivel. Invertorul cu trei nivele prezintă o diminuare corespunzătoare a armonicilor fără a creşte în acest scop frecvenţa de comutaţie. Este utilizat în aplicaţii de putere şi tensiune ridicate.

113


Convertoarele statice indirecte cu circuit intermediar de c.c. se caracterizează printr-o sursă de c.c. care funcţionează în regim de generator de curent ca urmare a prezenţei unei inductivităţi mari, L ->∞ în circuitul sursei. Aceasta conferă circuitului intermediar un caracter de sursă de curent, invertorul numindu-se în acest caz invertor de curent. Topologiile de bază ale convertoarelor statice indirecte cu circuit intermediar de c.c. întâlnite în prezent în practică sunt prezentate în figura 3.36 a şi b. In prezent este utilizată frecvent schema din figura 3.36 a, la care atât redresorul cât şi invertorul sunt realizate cu tiristoare convenţionale. Schema permite circulaţia energiei electrice în ambele sensuri; curentul din circuitul intermediar îşi păstrează însă acelaşi sens. Când motorul de inducţie MI lucrează în regim de motor, convertorul conectat la reţea lucrează ca redresor iar convertorul conectat la maşină lucrează ca invertor. Când MI lucrează în regim de frână recuperativă, convertoarele îşi schimbă rolul: cel de la reţea trece în regim de invertor iar cel de la motorîn regim de redresor. în situaţia motoarelor de inducţie se ataşează de obicei o baterie de condensatoare la bornele maşinii care asigură energia reactivă necesară comutaţiei de la sarcină. In prezent este utilizată frecvent schema din figura 3.36 a, la care atât redresorul cât şi invertorul sunt realizate cu tiristoare convenţionale. Schema permite circulaţia energiei electrice în ambele sensuri; curentul din circuitul intermediar îşi păstrează însă acelaşi sens. Când motorul de inducţie MI lucrează în regim de motor, convertorul conectat la reţea lucrează ca redresor iar convertorul conectat la maşină lucrează ca invertor. Când MI lucrează în regim de frână recuperativă, convertoarele îşi schimbă rolul: cel de la reţea trece în regim de invertor iar cel de la motorîn regim de redresor. în situaţia motoarelor de inducţie se ataşează de obicei o baterie de condensatoare la bornele maşinii care asigură energia reactivă necesară comutaţiei de la sarcină.

a.

114


b. Fig. 3. 36. Topologii de bază ale CSFI cu circuit intermediar de cc.: a. Redresorinvertor realizat cu tiristoare convenţionale; b. Redresor-invertor realizat cu tiristoare GTO Schema prezentată în figura 3.36. b foloseşte tiristoarele GTO în structura celor două convertoare. În cele ce urmează se face o prezentare succintă a invertoarelor de tensiune respectiv de curent. . 3.5.1. Invertoare trifazate de tensiune Invertoarele trifazate de tensiune sunt formate din trei ramuri R, S, T, specifice conexiunii în punte (v. figura 3.37). La ieşirea în punctele R, S, T se obţine un sistem de tensiuni trifazate simetric cu proprietăţile descrise prin relaţiile: iR + iS +iT = 0; uR + uS +uT = 0; uRS + uST +uTR = 0

115


(3.84)

Fig. 3. 37. Schema de principiu a invertorului de tensiune

În care: uRS = uR - uS uST= uS – uT uTR = uT – uR

u RS − uTR 3 u − u RS uS = ST 3 u TR − uST uT = 3 uR =

(3.85)

În cazul cel mai simplu fiecare ventil este comandat decalat faţă de celălalt (din grupul P sau N ) cu 1200 , dar conducţia fiecărui ventil nu poate dura decât 1200 sau1800. Ştiind care sunt ventilele comandate în fiecare moment se pot deduce potenţialele punctelor R, S şi T şi deci formele de undă pentru tensiuni. Pentru sarcini rezistive curenţii şi tensiunile vor fi în fază, dar acest caz nu are aplicabilitate practică. în totalitatea aplicaţiilor maşinile electrice trifazate se comportă inductiv-

116


rezistiv ceea ce înseamnă că curenţii vor fi defazaţi şi, în consecinţă, când curentul unei faze are semnul opus tensiunii respective va circula prin dioda de fugă corespunzătoare. Din acest motiv ventilele conduc în realitate mai puţin de 120°, respectiv 180°. La sarcina inductiv-rezistivă curentul e defazat în urma tensiunii. în consecinţă, comutaţia între ramurile punţii se face la aceleaşi momente (unghiurile 0°, 60°, 120° ş.a.m.d.). În cadrul fiecărui interval de 60° are loc însă o comutaţie între o diodă de fugă şi ventilul de pe aceeaşi ramură. Ventilul va primi semnalul de amorsare ca şi pentru sarcina rezistivă, adică în avans acum, dar va conduce mai puţin de 120°. Consecinţa este o schimbare de alură pentru tensiunile uR, us şi uT ca în figura 3.38 a. în cazul conducţiei pe 180° situaţia este similară, iar formele de undă sunt arătate în figura 3.38 b. a. Invertoare cu tranzistoare cu pierderi reduse Iniţial singurul dispozitiv ce permitea construcţia acestor convertoare, tiristorul este înlocuit cu tranzistoarele bipolare, MOS şi IGBT la puteri mici şi medii. Prin apariţia tranzistoarelor de putere performante tehnica invertoarelor trifazate s-a modificat substanţial. în primul rând a crescut datorită acestor dispozitive frecvenţa de comutaţie ceeace a dus la îmbunătăţirea performanţelor convertoarelor în ceeace priveşte răspunsul dinamic, reducerea conţinutului în armonici, reducerea zgomotului acustic etc. Frecvenţe de comutaţie de cea 15 [kHz] pentru IGBT-uri şi de 20 [kHz] pentru tranzistoare MOSFET sunt uzuale. în aceste condiţii singurul factor ce limitează frecvenţele de comutaţie îl reprezintă pierderile dinamice de comutaţie. Reducerea acestora este posibilă prin comutaţia soft, la tensiune zero (TZ) sau la curent zero (CZ), adăugând ventilelor ce comută elemente rezonante, aşa cum se arată în figura 3.39. Aşa cum se ştie, dezavantajul comutaţiei soft îl constituie solicitările mai ridicate în tensiune sau curent ale ventilelor din figura 3.39. Adăugând elementele rezonante caracteristice LC unui invertor de tensiune trifazat se obţine schema din figura 3.40. Circuitul rezonant determină o oscilaţie în circuitul intermediar între valoarea zero şi (aproape) dublul tensiunii de alimentare U. Toate ventilele din invertor vor fi comutate la TZ, când tensiunea pe condensatorul C atinge valoarea 0. Datorită faptului că solicitarea în tensiune a ventilelor este mare se utilizează fixarea vârfurilor de tensiune ce pot apare pe ventilele din punte la valori mai rezonabile, de 1,2 - 1,5 U, prin utilizarea unui circuit activ. Schema unui astfel de invertor este arătată în figura 3.41. Aici, pentru a determina precis trecerea prin zero a tensiunii circuitului intermediar se compensează pierderile din circuitul rezonant (ce determină o variaţie diferită de cea ideală). Acest lucru se face asigurând bobinei L un curent iniţial.

117


118


Fig. 3.38. Tensiunile şi curenţii produşi la o sarcină inductiv rezistivă: a) conducţie la 1200; b) la1800

119


Fig. 3.39. Configuraţii pentru comutaţie soft: a) TZ; b) CZ

Fig. 3.40. Invertor trifazat cu circuit intermediar rezonant

Fig. 3.41. Invertor trifazat cu circuit rezonant activ

120


De câte ori tensiunea intermediară devine zero, toate elementele invertorului sunt pentru un scurt timp scurtcircuitate cu ventilui S. determinând un curent iniţial în bobina L. Apoi urmează o nouă comutaţie şi începe un nou ciclu rezonant. Se remarcă caracterul bidirecţional al ventilului S. b. Invertoare multi-nivel Aceste invertoare de tensiune generează o tensiune în trepte caic permite o mai bună aproximare a tensiunii sinusoidale, determinând o creştere semnificativă în fundamentală şi o reducere semnificativă a armonicilor superioare în tensiuneaalternativă produsă. Pe partea tensiunii alternative se generează trei sau mai multe nivele de tensiune. în acest scop se folosesc cel puţin două surse de tensiune continuă Dezavantajul schemelor îl constituie numărul mare de ventile, ceea ce face ca aplicaţiile acestor scheme să fie pentru aplicaţii de putere mare, unde ventilele folosite sunt tiristoare GTO. în figura 3.42. a se arată un invertor multi-nivel într-o reprezentare simplificată, elementul de comutaţie de pe fiecare fază, figura 3.42 b, având în componenţă 4 ventile comandate şi 6 diode pentru 3 nivele de tensiune. Tensiunea generată este arătată în figura 3 . 4 2 . c pentru o comandă cu blocuri de tensiune. Intr-o perioadă există 12 tranziţii, iar fiecare ventil este amorsat odată întro perioadă. De aceea acestei scheme i se mai spune şi cu 12 paşi (comutaţii). Potenţialul neutrului u,Tp conţine tensiunile de secvenţă zero, însă aceste tensiuni nu apar în tensiunea pe sarcină, reducând astfel conţinutul în armonici.

Fig. 4.9. Invertor multinivel trifazat : a) schemă simplificată; b) schemă de comutaţie în detaliu; c) formă de undă

121


Ca mod de comandă ventilele pot fi comandate pe baza unghiului a, figura 3.42. c, sau pentru a avea performanţe superioare, se poate trece la modulaţia în lăţime (PWM). 3.5.2. Invertoare trifazate de curent La aceste invertoare ventilele sunt solicitate bidirecţional în tensiune şi unidirecţional (datorită caracterului de sursă de curent a circuitului intermediar) în curent. Ventilele pot fi tiristoare fără diode în antiparalel. a. Invertoare de curent cu stingere independentă Aceste invertoare utilizează o punte suplimentară de tiristoare auxiliare (v. figura 3.43.).

Fig. 3.43. Invertor de curent cu stingere independentă Amorsarea fiecărui tiristor auxiliar determină blocarea tiristorului principal corespunzător. Sarcina este înglobată în circuitul de comutaţie. Fiecare condensator de stingere serveşte două ventile din acelaşi braţ al punţii. Astfel, de exemplu, pentru a bloca pe T2 este amorsat T2a. Condensatorul C2 se descarcă între T2 şi T;a. In urma terminării procesului de comutaţie condensatorul C2 e reîncărcat şi pregătit pentru a bloca tiristorul T. O variantă a acestei scheme (v. figura 3.44.) foloseşte un singur condensator, cu condiţia ca toate comutaţiile să aibă loc la secvenţe diferite, adică să nu se suprapună.

122


Fig. 3.44. Invertor de curent cu stingere independentă şi un singur condensator Aici tiristoarele auxiliare Ta conduc curentul condensatorului spre ventilul ce trebuie blocat, iar T c şi T c comandă polarizarea condensatorului cu polaritatea necesară pentru a bloca tiristoare din grupa P sau N. La această schemă condensatorul se încarcă şi se descarcă de şase ori într-o perioadă. b. Invertor de curent autonom Acest invertor reduce substanţial numărul de ventile, utilizând doar şase tiristoare (v. figura 3.45.). Diodele de separaţie Ds, plasate în serie cu tiristoarele punţii au rolul de a împiedica descărcarea condensatoarelor de stingere prin sarcină. Presupunând că se află în conducţie ventilele T2 şi Ti , condensatorul C2 este încărcat cu polaritatea din figura 3.45. Pentru a bloca T2 este amorsat T3. Urmează o descărcare a lui C2 între T2 şi T3, urmată de blocarea lui T2. Datorită caracterului inductiv al sarcinii curentul este comutat de pe Ds2 (calea ce include T2) pe Ds3 (calea lui T3) numai după ce condensatorul C2 se reîncarcă în polaritate opusă. Circuitul de reîncărcare este T3, faza S, faza R şi Ti. Invertoarele de curent pot fi comandate cu modulaţie în lăţime, PWM, ca şi invcrtoarele de tensiune însă trebuie ţinut cont că este interzisă scurtcircuitarea sarcinii (este considerată ca sursă de tensiune) sau lăsarea în gol a sursei de curent. La un anumit moment trebuie să se atic în conducţie un ventil din grupul P şi altul d i n N. dar nu de pe aceeaşi fază. în plus v en t i l el e trebuie să aibă atât amorsarea cât şi blocarea controlate

123


Fig. 3. 45.. Invertor de curent autonom.

3.6. Comanda invertoarelor trifazate a. Modulaţia în lăţime (PWM) la invertoarele trifazate Scopul tehnicilor de modulare este de a determina un set de tensiuni trifazate cu amplitudine şi frecvenţă variabile plecând de la o tensiune continuă constantă la intrare. Pentru ca cele trei tensiuni să fie simetrice, aceeaşi tensiune triunghiulară trebuie comparată cu 3 tensiuni sinusoidale de referinţă ce sunt defazate cu 120°, ca în figura 3.46. a, în care s-a considerat mf=15. mf este raportul de modulare în frecvenţă definit ca mf = fs/f|, unde fs = frecvenţa semnalului triunghiular iar frecvenţa purtătoarei f, este frecvenţa fundamentalei tensiunii produse de invertor - frecvenţă modulatoare. Din figura 3.46. b se poate observa că aceeaşi componentă continuă este prezentă în tensiunile UAN şi UBN măsurate faţă de borna negativă a tensiunii de alimentare. în tensiunea de linie această componentă dispare, în acelaşi mod ca şi la invertorul monofazat în punte. De fapt, la invertoareie trifazate prezintă interes doar armonicile din tensiunile de linie. Considerând armonicile de ordinul mf şi multipli impari, diferenţa de fază între armonicile de ordinul mf în UAN şi UBN este (120 x mr)°. Această diferenţă de fază devine zero dacă mf este impar şi multiplu de 3. în consecinţă armonicile de

124


ordinul mf dispar în tensiunea UAB- La fel dispar şi armonicile pentru multipli impari ai lui mf. De fapt aceasta este raţiunea pentru care se alege nif impar şi multiplu de 3. în acest mod pot fi eliminate o serie întreagă de armonici din tensiunea de linie trifazată alegând corespunzător mf. Se poate concluziona că: • pentru valori mici ale lui mf, pentru a elimina armonicile pare trebuie utilizată o tehnică de modulaţie sincronizată (semnalul triunghiular şi cel de comandă sunt sincronizate). mf trebuie să fie impar şi multiplu de 3; • în domeniul valorilor nif > 21 se poate practica modulaţia asincronă deoarece amplitudinea subarmonicilor datorate acestui procedeu este mică. în acest mod de comandă frecvenţa semnalului triunghiular este păstrată constantă şi se modifică doar frecvenţa semnalului de comandă. Rezultatul este că mf poate avea valori ce nu mai sunt întregi. Procedeul este totuşi de evitat dacă frecvenţa de ieşire este de câţiva hertzi datorită subarmonicilor ce pot provoca la aceste frecvenţe joase curenţi importanţi; • prin supramodulaţie (ma > 1), indiferent de valoarea lui mf, comportarea este ca şi la valori mf mici. Observaţie: ma este raportul de modulare în amplitudine definit în care Ucm este amplitudinea tensiunii de prescriere şi UT,„ este amplitudinea semnalului triunghiular, în general constantă. In regiunea liniară ma ≤ 1, conţinutul în fundamentală în tensiunea de ieşire variază liniar cu ma. Cum amplitudinea fundamentală dată de relaţia:

( u Aom ) =m a

Ud 2

, ma ≤ 1

(3.86)

în care Ud este tensiunea circuitului intermediar, rămâne valabilă trebuie recalculat doar conţinutul în fundamentală al tensiunii de linie care se obţine cu

u L1 =

3 ( u Aom )l = 2

3 m aU d ≈ 0, 612 m aU d 2

(3.87)

componente armonice ale tensiunii de linie sunt prezentate în tabelul 3.3, cu menţiunea că armonicile sunt prezente ca valori efective.

125


ma fundamentala mf±2 mf±4 2mf±l 2mf±5 3mf±2 3mf±4 4mf±l 4mf±5 4mf±7

0,2 0,122 0,010

0,4 0,245 0,037

0,6 0,367 0,080

0,116

0,2

0,227

0,027

0,085 0,007 0,096

0,124 0,029 0,005 0,021

0,100

0,8 0,490 0,135 0,005 1,192 0,008 0,108 0,064 0,064 0,051 0,010

1 0,612 0,195 0,0011 0,111 0,020 0,038 0,096 0,042 0,073 0,030

Tabelul 3.3. Valoarea raportată a armonicilor în tensiunea de linie pentru mimare, impar şi multiplu de 3.

Fig. 3. 46.. Modulaţia în lăţime la invertoarele trifazate: a) comparaţia între purtătoarea triunghiulară şi tensiunile sinusoidale modulatoare; b) tensiunea de linie produsă.;

126


Fig. 3. 47. Conţinutul în fundamentală raportat Fig. 3.47. uLI/Ud în funcţie de ma la invertorul trifazat În domeniul supramodulaţiei, vârfurile tensiunilor de control pot depăşi vârfurile tensiunilor triunghiulare. în acest mod de operare conţinutul în fundamentală nu mai creşte proporţional cu ma. Acest lucru se arată în figura 3.47. Pentru valori suficient de mari modulaţia se transformă în for mă de undă rectangulară. în zona de supramodulaţie, comparativ cu cea liniară (ma < 1) apar mai multe armonici laterale centrate în jurul armonicilor mf şi a multiplilor lor. Totuşi, armonicile dominante pot să nu aibă o amplitudine aşa mare ca în cazul ma < 1. De aceea se constată că în funcţie de caracterul sarcinii şi de frecvenţa de comutaţie pierderile datorită acestor armonici pot fi în supramodulaţie mai mici decât în zona liniară PWM b. Modulaţia în lăţime (PWM) în buclă închisă La convertoarele trifazate ce alimentează maşini de curent alternativ generarea modulaţiei în lăţime are Ioc într-o buclă închisă pe baza curentului sau a fluxului. De altfel curentul şi (sau) fluxul sunt variabile de stare ce pot fi măsurate sau observate în bucla de control. Schema bloc pentru un controller de curent cu histereză este arătată în figura 3.48.a. Se observă că există câte un bloc de comandă pe fiecare fază ce determină ca eroarea curentului pe fază respectivă să fie menţinută în lăţimea benzii de histereză ±Ai. Între cele trei controlere nu există corelare ceea ce constă un dezavantaj. Se remarcă în plus că eroarea de curent nu este strict limitată, deoarece pot apare

127


situaţii în care toate ventilele sunt blocate şj curentul este determinat de tensiunea electromotoare (v. figura 3.48. b). Oricum eroarea nu poate depăşi 2 ∆ i . Astfel, în figura 3.48. b cu 1 se arată situaţia în care semnalul depăşeşte zona histerezei. Acest lucru se poate întâmpla dacă vectorul zero (v. figura 3.50 c) este activ, în timp ce vectorul corespunzător tensiunilor electromotoare se opune stării anterioare de conducţie. Depăşirea maximă este de 2 ∆ i. Cu 2 se arată apariţia unor cicluri limită cu comutaţii de frecvenţă ridicată ce pot să apară. Acest gen de controllere lucrează la frecvenţe mari de-J comutaţie, compensând astfel calitatea modulaţiei.

Fig. 3.48. Modulaţie pe baza histerezei curentului: a) schema de principiu; b) variaţia curentului pe o fază

O modulaţie bazată pe o purtătoare aduce îmbunătăţiri schemei precedente. În figura 3.49. se arată o schemă mai elaborată. Un regulator PI

128


(proporţional-integral) furnizează referinţa de tensiune pentru modulatorul în lăţime. Această tensiune de referinţă este filtrată de armonici (în mare măsură) şi totodată este compensată influenţa tensiunii electromotoare a sarcinii. Dificultăţi apar dacă referinţa depăşeşte în amplitudine semnalul triunghiular (v. figura 3.49. b) caz în care se blochează ventilele. La baza controlului vectorial stă vectorul de tensiune ce poate fi determinat pe baza schemei de principiu din figura 3.50. a, ce generează tensiunile din figura 3.50. b. Pe baza relaţiei:

us =

(

2 u a + aub + a 2u c 3

)

(3.88)

în care a = e2π/3, aplicată tensiunilor din figura 3.50. b se pot determina cei 6 vectori de tensiune U1 ... U6, reprezentaţi în figura 3.50.c. Dacă se lucrează în modulaţie în lăţime (PWM) comandată vectorial apaivşia doi vectori zero, u„ şi u7. Aceşti vectori zero sunt asociaţi stărilor invertorului când toate ventilele P sunt închise (1), u7, sau toate ventilele N. respectiv u0. Existenţa celor doi vectori zero aduce noi posibilităţi pentru strategiile de control vectorial PWM.

Fig 3.49. Modulaţia cu semnal de comandă triunghiular: a) schema de principiu; b) cele doua mărimi comparate, semnalul triunghiular şi referinţa

129


Fig 3.50. Generarea vectorilor de tensiune: a) schema de principiu a invertorului; b) formele de undă rectangulare; c) vectorii de tensiune cu codul echivalent 3.7. Controlul mişcării motoarelor de inducţie trifazate alimentate de la frecvenţă variabilă Există o mare varietate de scheme de reglare automată a poziţiei realizate cu motoare de inducţie trifazate. În ciuda construcţiei sale simple şi robuste, controlul mişcării acestor tipuri de motoare trebuie să ţină seama de complexitatea modelului dinamic neliniar şi variabil în timp şi de faptul că parametrii fizici ai maşinii nu sunt întotdeauna cunoscuţi cu foarte mare precizie. în aceste condiţii controlul mişcării presupune controlul vitezei şi/sau controlul poziţiei respectiv controlul cuplului. Cu cât se obţine un răspuns în cuplu mai rapid cu atât controlul mişcării este mai performant. Principial există două strategii de control: • controlul scalar; • controlul vectorial. Controlul sau reglarea scalară poate fi efectuat în buclă deschisă sau închisă de control a vitezei şi se poate realiza prin legături între mărimile scalare, de exemplu, us = f(f,) sau is = f(f2). De obicei, se impune condiţia de păstrare a fluxului statoric constant şi egal cu cel nominal ( Ψ s = Ψ sn = const.). Această strategie se bazează pe un model simplu, de regim permanent al motorului de inducţie. Avantajul controlului scalar constă în simplitatea circuitelor de reglare dar prezintă dezavantajul obţinerii în general a unor viteze variabile cu precizie scăzută, performanţele dinamice ale sistemului fiind de asemenea scăzute. Rezultă un reglaj satisfăcător doar atunci când maşina lucrează cu viteze staţionare perioade lungi de timp. în situaţia în care apar fluctuaţii în tensiune, perturbaţii în sarcină sau dacă sistemul necesită acceleraţii sau deceleraţii rapide, reglajul în buclă deschisă este nesatisfăcător, impunându-se controlul în buclă închisă. Ca o concluzie se poate spune că implementarea controlului scalar, deşi este simplă, este limitată de acurateţea răspunsului în viteză şi cuplu al maşinii. Controlul vectorial este fundamentat pe modelul dinamic al maşinii de inducţie, bazându-se pe caracterul vectorial al mărimilor funcţionale ale motorului. A fost dezvoltat ca o metodă de controlul în buclă închisă a

130


vitezei/cuplului şi se utilizează arunci când răspunsul dinamic al sistemului şi precizia controlului mişcării sunt importante. Controlul vectorial restabileşte unul din avantajele sistemelor de curent continuu, separarea buclelor de viteză şi cuplu. Promotorii controlului vectorial sunt Hasse K. şi Blaschke F. Există strategii de control vectorial directe, indirecte şi directe în cuplu. Din punctul de vedere al realizării practice, sistemele de control vectorial se pot grupa în: • sisteme analogice, realizate cu circuite integrate şi tranzistoare; • sisteme digitale, realizate cu procesoare de semnal DSP, microprocesoare şi interfeţe de calculator; • sisteme hibride, la care circuitele de comandă sunt analogice şi digitale. O altă clasificare a metodelor de control se poate face după modul în care sunt» măsurate mărimile cinematice. Astfel se distinge: • controlul mişcării cu traductoare de mărimi cinematice: • controlul fără traductoare de mişcare. Metodele de control care utilizează traductoare de mărimi cinematice (poziţie şi viteză) se folosesc pentru aplicaţii într-o gamă extinsă de turaţii (1:1000; 1:10000). Trebuie subliniat faptul că traductoarele sunt în general scumpe, sensibile la perturbaţii şi variaţii de temperatură, mărind totodată greutatea şi gabaritul sistemului de acţionare. Conducerea fără traductoare de mişcare, cunoscută în literatura de specialitate I de limbă engleză sub denumirea de „sensorless control”, se impune ca o alternativă la l prima strategie, fiind necesară pentru reducerea părţii hard a sistemelor de acţionare precum şi pentru creşterea siguranţei în exploatare. Se aplică în sisteme caracterizate de o gamă moderată de turaţii (1:100). în I această situaţie, mărimile cinematice sunt estimate, observatoarele de stare din sistem utilizând informaţii de curent şi tensiune măsurabile la borne. În cele ce urmează se vor prezenta succint problemele fundamentale legate de strategiile de control mai sus amintite. 3.7.1. Controlul scalar al motoarelor de inducţie Controlul scalar al maşinilor de inducţie a fost implementat pe modelul de regim permanent al acestora. Marele avantaj al acestei strategii este dat de simplitatea circuitelor de reglare, prezentând însă inconvenientul obţinerii unor performanţe dinamice modeste. Sub aspectul pierderilor, procedeul de modificare al vitezei motorului de inducţie prin schimbarea frecvenţei este cel mai economic, în sensul că pierderile în plus care apar în maşină faţă de funcţionarea la frecvenţa ţi tensiunea nominală sunt relativ mici şi se datorează sistemului de modificare a frecvenţei. Pe baza relaţiilor care definesc modelul matematic în regim staţionar rezultă că turaţia sincronă se modifică proporţional cu frecvenţa şi , în acelaşi timp, cuplul electromagnetic prin intermediul reactanţelor. Dacă frecvenţa de alimentare f1 nu este mult diferită de frecvenţa nominală f1n, expresia cuplului critic se poate scrie sub o formă mai simplă, neglijând rezistenţa statorică în raport cu reactanţele de dispersie:

131


U  m pU 2 1 Mk = 1 s = A s  2π f1 2 Xsc  f1 

2

(3.89)

în care A este o constantă , pentru a evidenţia dependenţa cuplului critic cu pătratul raportului U s / f1 = U1 n / f1n . Dacă acest raport nu este menţinut constant şi de exemplu f1 scade în timp ce U1= const., atunci pe baza relaţiei: U 1 ≈ U e1 = 4, 44 k b1W1f1φs = cf1φs (3.90) în care φs este amplitudinea fluxului total statoric şi “c” o constantă, rezultă creşterea fluxului cu scăderea frecvenţei. Mărirea fluxului φs determină saturarea miezului şi deci creşterea curentului de magnetizare. La creşterea frecvenţei în timp ce Us= const. , fluxul în maşină scade, ceea ce determină micşorarea cuplului dezvoltat. Aşa cum s-a arătat în paragraful & 3.1.4., pentru eliminarea dezavantajelor legate de modificarea numai a frecvenţei tensiunii de alimentare, aceasta se face la flux constant, menţinând sub frecvenţa nominală raportul Us/f1= const. La frecvenţe joase, rezistenţa statorică are valoare mare în comparaţie cu reactanţele de dispersie (care au valori mici), deci nu mai poate fi neglijată ca în relaţia 3.89. şi ca atare cuplul critic scade uşor dacă raportul Us/f1= const. Pentru ca motorul, considerat nesaturat, să funcţioneze cu acelaşi randament, factor de putere şi cuplu critic, în condiţiile micşorării frecvenţei, se poate găsi ca necesară relaţia:

U 's f1' = U s f1

M' M

(3.91)

în care U s' şi M’ corespund frecvenţei f1' , relaţie ce arată acelaşi tip de dependenţă a raportului Us/f1, ca relaţia 3.89. Dacă este necesar menţinerea neschimbată a capacităţii de supraîncărcare λ , pe baza relaţiei 3.89. raportul cuplurilor critice la două viteze diferite trebuie sa fie egal cu raportul cuplurilor rezistente, adică:

M 'k M 'R  U 's f1  = =  M k M R  U s f1' 

2

(3.92)

sau,

U s' f1' = U s f1

M 'R , MR

(3.93.)

relaţie similară cu 3.91. Relaţia 3.93. arată că modul optim de modificare a tensiunii la modificarea vitezei prin schimbarea frecvenţei depinde ca în relaţia de variaţie a cuplului static rezistent. Controlul scalar poate presupune o buclă deschisă sau închisă de control al vitezei şi se realizează în general între mărimile scalare, în mărimi relative, us= f(f1)

132


sau is=f(f2). De obicei se impune condiţia de păstrare a fluxului statoric constant şi egal cu cel nominal, Ψ s = Ψ n = constant. În multe acţionări cu viteză variabilă, în care este permisă o mică variaţie a vitezei motorului cu încărcarea se poate utiliza controlul scalar în buclă deschisă care utilizează legătura u s = f (ν 1 ) , la Ψ s = const., cu o compensare a efectului rezistenţei statorice la frecvenţe mici (fig. 3.51.), în care ν 1 este frecvenţa statorică relativă.

Fig. 3.51. Controlul scalar in buclă deschisă cu us = f ( v1 ) l a ψ s = const. şi compensarea efectului rezistenţei statorice la frecvente mici Figura 3.51. prezintă o posibilitate de realizare a controlului scalar în buclă deschisă care utilizează relaţia u s = f (ν 1 ) , la Ψ s = const. Sistemul implementează caracteristica liniară tensiune / frecvenţă prezentată în figura 3.52.

133


Fig. 3.52..Explicativă la caracteristica liniară tensiune/frecvenţă utilizată de sistemul din fig 3.5.1. Caracteristica 1 din figura 3.52. este neliniară. Tensiune statorică Us şi frecvenţa f1 sunt proporţionale în zona frecvenţelor înalte dar în zona frecvenţelor joase este necesară o compensare a efectului rezistenţei statorice pentru a păstra cuplul critic constant (vezi fig. 3.8.). Caracteristica liniară după este condus sistemul din figura 3.51. este definită de următoarea ecuaţie: Us=U0+kf1, (3.94) unde U0 reprezintă componenta constantă a tensiunii statorice iar k este panta caracteristicii.Cele două mărimi se aleg de aşa manieră încât tensiunea necesară compensării efectului rezistenţei statorice să se aplice la f1=0 [Hz] iar la f1=f1n să se obţină Us=Usn. Frecvenţa de comandă a invertorului ν 1 este generată de oscilatorul comandat prin tensiune OCT pe baza valorii de referinţă a vitezei relative a motorului MI, ν r* . Mărimea ν r* determină direct şi tensiunea de comandă Us. Controlul în buclă deschisă prezintă dezavantajul că are loc o creştere a alunecării la încărcarea maşinii. Dea asemenea, performanţele dinamice ale acesteia sunt mai mult decât modeste. Din aceste motive este agreat controlul scalar în buclă închisă. O schemă electrică în buclă închisă cu reglarea fluxului şi a cuplului este arătată în figura 3.53. La ieşirea regulatorului de cuplu se generează un semnal proporţional cu alunecarea ν s care, adiţionat cu turaţia maşinii ν r , generează frecvenţa de comandă ν 1 . Fluxul maşinii poate fi menţinut constant, ca la maşina de c.c. cu excitaţie separată sau programat în funcţie de cuplul electromagnetic dezvoltat. Există şi posibilitatea reglării bipoziţionale a curentului maşinii, dacă blocul de estimare a parametrilor permite generarea unui sistem trifazat proporţional cu curenţii maşinii. Schema are performanţe dinamice ridicate deoarece prezintă doar constanta de timp electromecanică de valoare mare care poate fi anihilată în procesul de reglare.

134


Fig.3.53 Control scalar cu reglarea fluxului şi a cuplului

Metode de conducere vectorială. Topologiile sistemelor de reglaj vectorial su nt determinate în principal de următorii factori: - fluxul după care se realizează orientare după câmp; - mărimile de reacţie ale buclei de reglare; - tipul invertorului din cadrul convertorului static de frecvenţă (caracterul circuitului intermediar de frecvenţă). După fluxul la care se orientează mărimile de reglaj, sistemele de control vectorial pot fi: - cu orientare după fluxul rotoric; - cu orientare după fluxul din întrefier; - cu orientare după fluxul statoric. Orientarea după fluxul rotoric este metoda cea mai des utilizată întrucât mărimile de reglare se obţin foarte simplu. Cu toate că prezintă o structură de reglare mai complicată, orientare după fluxul din întrefier poate oferi uneori avantaje legate în special de măsurarea directă a fluxului din întrefier, eliminându-se astfel compensările pe calea sa de măsură. O schemă simplificată pentru orientare după fluxul din întrefier se obţine situaţia măsurării curentului rotoric. Orientarea după

135


fluxul statoric implică calcule mai complexe ale mărimilor de comandă şi o reglare cu repercursiuni negative asupra performanţelor dinamice. Fluxul de orientare poate fi determinat prin metode directe sau indirecte, situaţie în care acesta se calculează din alte mărimi cum ar fi curenţii statorici, tensiuni sau viteza rotorului. În cadrul reglajului vectorial convertorul static de frecvenţă joacă un rol hotărâtor în obţinerea unor răspunsuri dinamice, rapide şi precise precum şi în alegerea strategiilor de control care se aplică, cel mai des întîlnite fiind: controlul în curent, controlul în tensiune precum şi controlul hibrid (în curent şi tensiune). 3.7.2.1.Controlul vectorial direct în cuplu şi flux Controlul vectorial direct în cuplu şi flux CVDCF clasic (Direct Tourque Control - DTC) asigură controlul dir ect al fluxului statoric şi al cuplului electromagnetic prin selectarea modului optim de comutare al tranzistoarelor invertorului PWM. Comutaţia este astfel realizată încât eroarea de flux şi cuplu să se încadreze într-o bandă de histerezis cu scopul bine determinat de-a obţine un răspuns rapid în cuplu şi totodată de-a reduce frecvenţa de comutare a invertorului. CVDCF clasic combină teoria conducerii vectoriale cu teoria conducerii directe. Metoda a fost dezvoltată în urmă cu două decenii fiind aplicată mai întâi de I. Takahashi la conducerea maşinilor de inducţie cu rotor în c o l i v i e. Controlul vectorial direct în cuplu şi flux clasic prezintă următoarele avantaje: • este robust şi relativ simplu de implementat; • asigură un răspuns rapid în cuplu şi o funcţionare într-o plajă largă de viteze nu necesită regulatoare de curent şi transformări de coordonate; • nu necesită circuit de decuplare a ecuaţiilor de tensiune statorică şi n jcj modulator vectorial separat pentru comanda invertorului PWM; • asigură o rejectare eficientă a perturbaţiilor; • poate fi aplicat cu succes şi în cazul invertoarelor rezonante; • se pliază foarte bine pe controlul numeric. Această strategie de conducere vectorială este potrivită pentru controlul poziţiei sau a vitezei, ajungându-se la o reglare stabilă până la aproximativ 0,l[rot/oră]. . Orientarea maşinii se face după fluxul statoric, această schemă clasică fiind propusă de Takahashi şi Noguchi, figura 3.55.[55]. În cadrul acestui paragraf pentru o prezentare mai sugestivă a fenomenelor se renunţă la scrierea în per-unit a ecuaţiilor. Schema din figura 4.18. îşi păstrează însă valabilitatea şi în cazul scrierii în per-unit a ecuaţiilor. CVDCF clasic presupune conducerea directă a motorului după cele două mărimi esenţiale: cuplul electromagnetic m şi fluxul ψs. Se obţin astfel două bucle de reglare independente, una pentru cuplu cealaltă pentru flux, bucle care lucrează în paralel. Pentru comanda invertorului de tensiune PWM se utilizează un tabel de comutaţii optime, vectorii de tensiune statorică, us

136


=VV , ν = 0,1, ...,6,7, fiind comandaţi direct de către cele două regulatoare cu histerezis. Mărimile de intrare pentru cele două regulatoare sunt erorile de ˆ respectiv de flux statoric ψ*s- ψˆ . Regulatorul cuplu electromagnetic m* - m de cuplu este un comparator cu histerezis tripoziţional (cu trei nivele) în timp ce regulatorul de flux este un comparator cu histerezis bipoziţional (cu două nivele). La ieşirea celor două regulatoare se obţin semnalele numerice, nm respectiv nψ , definite după cum urmează: • pentru regulatorul de cuplu,

hm   * 1, pentru m > mˆ + 2      * nm = 0, pentru m = mˆ ,  h  1, pentru m* > mˆ − m . 2   

(3.95)

• pentru regulatorul de flux,

hψ  ∗ 1, pentru ψ s > ψˆ s + 2 nψ =  0, pentru ψ ∗ < ψˆ − hψ s s  2

    

137


(3.96)

Fig. 3.55. CVDCF clasic al motorului de inducţie orientat după fluxul statoric şi alimentat de la un invertor de tensiune PWM


Fig. 3.56. Modelul invertorului de tensiune În relaţiile de mai sus, hm şi hψ reprezintă lăţimea benzii de histerezis a celor două regulatoare. Mărimile m^ şi ψ^s sunt estimate pe baza tensiunilor statorice şi a curenţilor statorici măsuraţi. Funcţionarea invertorului de tensiune, realizat cu elemente de comutaţie statică rapidă (de ex. IGBT) se analizează în continuare pe baza modelului prezentat în figura 3.56. Modelul invertorului a fost obţinut introducând cele trei funcţii de comutaţie binară S A , S B , S c . Funcţia binară SA ∈ {0,l}, corespunzătoare fazei A, se defineşte în modul următor:

1,dacă faza A este legată la plusul sursei de tensiune continuă U dc  SA =   0, dacă faza A este legată la minusul sursei  Analog se definesc şi funcţiile SB şi Sc. Stările celor trei funcţii pot genera în referenţialul α β opt vectori discreţi de

tensiune statorică, us = Vv(S A,SB,Sc),v = 0,1,...,7, dintre care şase sunt nenuli iar doi sunt nuli. Vectorii nenuli V 1 (1,0,0), V 2 (1,1,0), V 3 (0,l,0), V 4 (0,l,l), V 5 (0,0,l), V6( 1,0,1), au modulul constant, poziţia lor fiind fixată succesiv cu 60° electrice în planul α β (v. figura 3.57.). Cei doi vectori nuli sunt Vo (0,0,0) şi V7 (1,1,1,). Prin aplicarea vectorilor nuli, fazele motorului sunt scurtcircuitate (v. figura 3.56.). Componentele vectorului us pot fi scrise în funcţie de stările celor trei funcţii şi de tensiunea sursei Udc.


Astfel, în coordonatele fazelor (naturale) se obţine [55]:

U dc ( 2 S A − S B − SC ) , 3 U U S B = dc ( − S A + 2 S B − SC ) , 3 U U SC = dc ( − S A − 2 S B + 2SC ) . 3 U SA =

(3.97)

Iar diferenţialul α β:

U dc ( 2 S A − S B − SC ) , 3 3U dc = ( S B − SC ) , 3

Uα S = U βS

(3.98.)

La relaţiile (3.98) s-a ajuns prin transformata (ABC) —> (άβ). Problema care se ridică în continuare este aceea de a selecta corespunzător vectorii de tensiune, astfel încât să fie asigurat fluxul statoric şi cuplul electromagnetic necesar. Pentru aceasta, se porneşte de la ecuaţia vectorială a tensiunii statorice în sistemul de referinţă α β, în care se neglijează rezistenţa statorică Rs: dΨ s ≈ u s ⋅ dt , (3.99) de unde se obţine: t

Ψ S = Ψ SO + ∫ u S dt ,

(3.100)

0

relaţie care pune în evidenţă evoluţia vectorului flux statoric Ψ S în funcţie de vectorul tensiune statorică. În intervalul de timp [0, tc) între două comutaţii succesive, u S (S A,S B,S c) este constant ca amplitudine şi orientare. În aceste condiţii, (3.100)se poate scrie sub forma:

Ψ S = Ψ SO + u S (SA ,SB ,SC ) ⋅ t cu t ∈ [0,t C ) ,

(3.101)

sau

∆Ψ S = Ψ S − Ψ SO = u S (SA ,SB ,SC ) ⋅ t cu t ∈ [0,t C ) .


(3.102)

Relaţiile de mai sus modelează evoluţia fluxului statoric în funcţie de starea I celor trei funcţii binare. Se observă că variaţiile fluxului statoric se realizează în lungul vectorului de tensiune statorică cu care este comandat invertorul de tensiune. Pentru a vedea cum se selectează vectorii de tensiune necesari pentru controlul fluxului statoric, planul α β se împarte în şase sectoare θi , i = 1,2,...6, fiecare având 60° electrice şi vectorul corespunzător V i drept bisectoare (v. figura 3.57.). Din motive legate de algoritmi de calcul, delimitarea sectoarelor se face de către bisectoare. Pentru a menţine traiectoria vectorului flux în interiorul benzii de histereză hψ trebuie selectat vectorul optim de tensiune us = V i (S A,S B,S c) posibil a fi aplicat. Acest vector depinde de poziţia iniţială a fazorului flux statoric Ψ so ce se reduce în cazul de faţă la cunoaşterea de fapt, a sectorului θi în care se găseşte Ψ so informaţie care se poate obţine de la simple comparatoare. Comanda invertorului de tensiune se realizează prin alegerea optimă a ˆ şi de tripletei (S A, S B, SC) funcţie de eroarea de cuplu ε m =m* -m flux εψ =ψ s∗ -ψˆ s , traduse de cele două regulatoare în variabilele numerice nm şi n, precum şi de sectorul θi , în care se găseşte vectorul flux. Sistemul de reglare transpune necesarul în cuplu şi flux pentru maşina condusă în valori sintetice alese prin convenţie după cum urmează: • pentru cuplu: - nm = 1, dacă cuplul creşte; - nm = 0, dacă cuplul nu se modifică; - nm = 1, în situaţia în care cuplul descreşte; • pentru flux: - nψ = l, dacă fluxul creşte; - nψ = 0, dacă fluxul scade.


Fig. 3.57. Vectorii discreţi de tensiune statorică V i (S A,S B,S c) şi evoluţia traiectoriei vectorului flux statoric în intervalul benzii de histereză hψ Selectarea vectorului de tensiune optim în funcţie de semnul şi mărimea erorilor în flux şi cuplu precum şi efectele asupra evoluţiei cuplului electromagnetic şi a fluxului statoric sunt arătate în figura 3.58.

Fig. 3.58. Selectarea vectorului optim de tensiune şi efectele asupra evoluţiei cuplului electromagnetic şi fluxului statoric


Din analiza figurii 3.58. se pot sintetiza următoarele concluzii: 1. Dacă se selectează unul din cei doi vectori nuli de tensiune, fluxul statoric îşi opreşte rotirea rămânând constant. Se obţine comanda nulă de cuplu. Trebuie menţionată însă observaţia că în realitate, datorită rezistenţei statorice care a fost neglijată, modulul fluxului scade lent iar răspunsul dinamic în cuplu se încetineşte. 2. Accelerarea fluxului statoric, ceea ce înseamnă de fapt creşterea frecvenţe statorice şi implicit a alunecării şi a cuplului electromagnetic, se realizează prin selectarea vectorilor de tensiune aflaţi în imediata vecinătate a sectorului θi în care se află vectorul flux statoric Ψ so . Dacă se aleg vectorii de tensiune mai îndepărtaţi de sectorul θi se obţine o descreştere a fluxului statoric. 3. Pentru a se produce un cuplu pozitiv, vectorul de flux este accelerat. Un cuplu negativ rezultă prin decelerarea vectorului flux statoric. 4. Accelerarea cuplului în sensul de rotaţie dat se obţine prin alegerea vectorilo: de tensiune corespunzători primelor două sectoare care succed lui θi în acest sens. Pentru decelerare se aleg vectorii de tensiune din cele două sectoare alipite de θi , dar în sens opus. Variabilele numerice nm, nψ precum şi sectorul θi în care se găseşte vectorul fluxului statoric formează un cuvânt binar care prin accesarea adresei unei memori EPROM, selectează vectorul de tensiune optim (v. tabelul 3.4). Tabelul 3.4.

nψnm nψ=1

nψ=0

θi nm=1 nm=0 nm= -1 nm=1 nm=0 nm= -1

θ1

θ2

θ3

θ4

θ5

θ6

V2 (l,l,0) Vo (0,0,0)

V3 (0,1,0) V7 (1,1,1)

V4 (0,1,1) Vo (0,0,0)

V5 (0,0,1) V7 (1,1,1)

V6 (1,0,1) Vo (0,0,0)

V1 (1,0,0) V7 (1,1,1)

V6 (1,0,1)

V1 (1,0,0)

V2 (l,l,0)

V3 (0,1,0)

V4 (0,1,1)

V5 (0,0,1)

V3 (0,1,0) V7 (1,1,1)

V4 (0,1,1) Vo (0,0,0)

V5 (0,0,1) V7 (1,1,1)

V6 (1,0,1) Vo (0,0,0)

V1 (1,0,0) V7 (1,1,1)

V2 (l,l,0) Vo (0,0,0)

V5 (0,0,1)

V6 (1,0,1)

V1 (1,0,0)

V2 (l,l,0)

V3 (0,1,0)

V4 (0,1,1)

Observaţie : Pentru a obţine un control mai fin al vectorului flux statoric Ψ s se poate mări numărul de sectoare la 12, situaţie în care fiecare sector este de 30° electrice . Durata de aplicare a vectorului de tensiune se poate obţine fie prin stabilirea frecvenţei de comutaţie fie prin impunerea lăţimii hψ a benzii de histereză în care să se producă variaţia amplitudinii fluxului statoric. Sistemul de CVDCF clasic din figura 3.55. permite şi frânarea recuperativă prin simpla reducere a valorii de referinţă a turaţiei care conduce la o prescriere de cuplu electromagnetic m* de semn opus.


Principalele dezavantaje ale variantei clasice de CVDCF sunt: • în regim permanent apar ondulaţii ridicate ale cuplului, fluxului şi curentului; • se manifestă dificultăţi în controlul cuplului şi a fluxului la viteze foarte joase; • zgomot mare, în special la viteze joase; • frecvenţa de comutaţie a invertorului de tensiune este variabilă şi mult mai joasă decât frecvenţa de eşantionare. Metoda cea mai eficientă de a reduce ondulaţiile în cuplu, flux şi curent este de-a creşte frecvenţa de comutaţie. în CVDCF clasic prezentat anterior se implementează câte un vector în fiecare perioadă de eşantionare. O reducere a ondulaţiilor cuplului se poate obţine dacă intervalul este împărţit în trei ceea ce face ca într-un ciclu să fie implementaţi trei vectori. Intervalul se poate divide mai departe în 10, 100, 1000 ... subintervale obţinându-se o reducere în continuare a ondulaţiilor. La limită, se ajunge la un spaţiu liniar iar cuplul şi fluxul vor prezenta o comportare asimptotică, în această situaţie, tabela de comutaţii optime este înlocuită cu un bloc de modulare vectorială. Schema bloc a unui CVDCF liniar este prezentată în figura 3.59. ωψ S reprezintă viteza unghiulară în termeni electrici a fazorului flux statoric:

ωψ S =

d ωψ S dt

În fiecare perioadă de comutare, modulatorul vectorial implementează şase vectori de tensiune cu durată variabilă conducând la o frecvenţă de comutaţie constantă. Cele două regulatoare de tip PI asigură anularea erorii staţionare în cuplu. Aceasta constituie un important avantaj al CVDCF liniar faţă de CVDCF clasic la care apare o eroare staţionară de cuplu. Lucrarea de faţă se limitează la prezentarea celor două sisteme de CVDCF,clasic şi liniar, care prezintă o deosebită importanţă în sistemele automate de poziţionare cu motoare de inducţie.


Fig 3.59. Schema bloc a unui CVDCF liniar 1



ACŢIONĂRI ELECTRICE CU MAŞINI DE C.C. În analiza funcţionării motoarelor de c.c. vom admite că reacţia indusului este complet anihilată, considerând deci maşina complet compensată, iar rezistenţa circuitului rotoric invariabilă. Între motorul cu excitaţie în derivaţie şi cel cu excitaţie separată neexistând deosebiri în regimurile permanent şi dinamic, dacă tensiunea de alimentare a rotorului este invariabilă, nu vom examina separat motorul de c.c. cu excitaţie independentă. 4.1. Calculul caracteristicilor mecanice ale motoarelor de c.c. 4.1.1. Caracteristica mecanicã naturalã a motorului de c.c. cu excitaţie cu derivaţie Comportarea motoarelor electrice, în cazul funcţionãrii staţionare, este evidenţiatã prin caracteristica mecanicã naturalã n = f(M) sau Ω = f(M). Schema electricã de legare la sursã a motorului de c.c. cu excitaţie în derivaţie se prezintã în figura. 4.1 în care s-au fãcut urmãtoarele notaţii: - A1, A2 – bornele indusului; - B1, B2 – bornele înfãşurãrii de excitaţie; - Ra – rezistenţa indusului care înglobează (rezistenţa înfãşurãrii rotorice, a înfãşurãrii de comutaţie, a înfãşurãrii de compensaţie şi rezistenţa de contact perii-colector); - Rc – rezistenţa reostatului de câmp înseriat cu înfãşurarea de excitaţie; - RE – rezistenţa înfãşurãrii de excitaţie; - Rp – rezistenţa reostatului de pornire. Fig. 4.1. Ecuaţiile de funcţionare ale motorului de c.c. sunt: - ecuaţiile echilibrului tensiunilor la bornele maşinii (Rp =0): U = Ue + Ra⋅Ia - expresia t.e.m. indusã în înfãşurarea rotoricã: Ue = ke⋅Φ⋅n în care n [rot/min] - expresia cuplului electromagnetic dezvoltat de motor: M = km⋅Φ⋅Ia p⋅N p⋅N şi km = sunt constante ale maşinii; unde: ke = 60 ⋅ a 2⋅ π⋅ a p – numãrul de perechi de poli; a – numãrul de perechi de cãi de înfãşurare (curent);


(4.1) (4.2)

(4.3)

N – numãrul total de conductoare ale înfãşurãrii rotorice; - ecuaţia curenţilor: I = Ia + Ie ≈ Ia

(4.4)

La motoarele compensate, dupã stabilizarea curentului de excitaţie, fluxul motorului este independent de curentul indusului, putându-se considera: Φ = Φ0 = ΦeN = ct. Cu aceastã simplificare, ecuaţiile de funcţionare devin: (4.5) U = Ue + Ra⋅I (4.6) Ue = Ce⋅n (4.7) M = Cm⋅I unde Ce = ke⋅Φ şi Cm = km⋅Φ sunt constante ale maşinii aflate în raportul: Ce k 2 ⋅π (4.8) ≅ 0,105 = e = Cm km 60 Introducând (4.6) în ecuaţia (4.5) şi exprimând turaţia funcţie de curent, se obţine: U Ra (4.9) n= − ⋅I Ce Ce Exprimând curentul din relaţia (4.7) şi înlocuindu-l în relaţia (4.9) se obţine: Ra U (4.10) n= − ⋅M C e Ce ⋅ C m Relaţiile (4.9) şi (4.10), ce definesc legãtura dintre turaţie şi curentul de sarcinã, respectiv turaţie şi cuplu, în condiţiile în care U = UN= ct. şi Ra= ct., reprezintã expresiile analitice ale caracteristicii mecanice naturale. Tot cu aceste relaţii se poate determina turaţia maşinii la diferite sarcini. Ţinând cont de legãtura dintre viteza unghiularã şi turaţie avem: 2π ⋅ n π ⋅ n (4.11) Ω= = 60 30 30 ⋅ Ω (4.12) n= π Înlocuirea vitezei de rotaţie n cu viteza unghiulară Ω prezintă avantajul unei singure constante a maşinii, k = ke = km, în loc de două. Deoarece fabricile constructoare de maşini electrice indică în cataloage viteza de rotaţie n [rot/min] şi nu viteza unghiulară Ω [rad/s], s-a preferat exprimarea caracteristicilor mecanice în coordonate n şi I, respectiv n şi M, trecerea de la n la Ω putându-se face uşor cu ajutorul relaţiei (4.12). Prin introducerea relaţiei (4.12) în ecuaţiile (4.9) şi (4.10) se obţin caracteristicile mecanice naturale Ω = f(I) respectiv Ω = f(M). La mers în gol ideal al motorului, M = 0 şi deci conform relaţiei (4.7) şi I = 0, din ecuaţia (4.9) rezultã: U (4.13) n0 = Ce unde n0 reprezintã turaţia la mers în gol ideal.


Introducând relaţia (4.13) în ecuaţia (4.10) se obţine: Ra (4.14) ⋅M n = n0 − Ce C m Conform relaţiei (4.14), turaţia maşinii se obţine scăzând din turaţia de mers în gol ideal n0, o cantitate direct proporţională cu M sau I pe care o notăm cu ∆n şi o numim cădere de turaţie: Ra R (4.15) ∆n = ⋅M = a ⋅I C e Cm Ce unde ∆n se numeşte cãdere de turaţie. Ecuaţia caracteristicii mecanice naturale mai poate fi scrisã sub forma: (4.16) n = n0- ∆n Expresia (4.16) a caracteristicii mecanice naturale reprezintă ecuaţia unei drepte uşor căzătoare, căderea de turaţie la sarcină nominală ∆nN = (2÷5)%, caracteristica mecanică naturală fiind rigidă sau dură, prezentându-se ca în figura 4.2. Caracteristica mecanicã naturalã fiind o dreaptã, pentru trasarea ei este suficient sã cunoaştem douã puncte, cel corespunzãtor mersului în gol ideal (A) şi cel corespunzãtor funcţionãrii la sarcina nominalã (B). La un motor dat se cunosc din catalog sau de pe plăcuţa indicatoare: PN[kW]; UN[V]; IN[A]; nN [rot/min] şi ηN. Punctul A(0;n0) se determinã astfel: conform relaţiei (4.13) a determina n0, înseamnã sã determinãm constanta Ce. Aceasta se determinã cu ajutorul relaţiei de echilibru a tensiunilor, scrisã considerând motorul funcţionând la parametrii nominali: Fig. 4.2. (4.17) U N = C e ⋅ n N + Ra I N U − Ra I N de unde C e = N , Ra fiind singura cunoscută. nN Rezistenţa indusului se poate determina în douã moduri: a) Dacã se dã rezistenţa ~ ra [%] în funcţie de puterea nominalã a motorului atunci: ~ ~ r [%] r [%] U N Ra = a ⋅ RN = a ⋅ [Ω] 100 I N 100 U unde R N = N se numeşte rezistenţa nominalã a indusului. IN


Ea reprezintă acea rezistenţă fictivă pe care ar trebui să o aibă indusul astfel încât aplicându-i la perii tensiunea nominală, rotorul fiind calat, acesta să fie străbătut de curentul nominal. b) Dacã nu se dã rezistenţa ~ ra [% ] atunci rezistenţa Ra se determinã în mod aproximativ considerând cã la sarcina nominalã pierderile variabile cu sarcina sunt egale cu cele constante.

ηN =

∑p=P −p

P2 P1 − = P1 P1

1

P1

U ⋅ I − 2 ⋅ Ra ⋅ = N N UN ⋅IN Ra =

− pV

≅

P1 − 2 pV = P1

I N2

U N ⋅ I N ⋅ (1 − η N ) 2⋅

K

I N2

= 0,5 ⋅ (1 − η N )

UN = IN

(4.18)

(4.19)

= 0,5 ⋅ (1 − η N ) ⋅ R N [Ω] Punctul B de coordonate MN(IN) şi nN se obţine uşor în baza datelor nominale indicate în catalog. Pentru determinarea cuplului nominal se poate folosi relaţia: PN [kW ] M aN = 9550 ⋅ [Nm] (4.20) n N [rot / min ] Observaţie: Neglijând pierderile mecanice şi în fierul indusului putem considera cuplul la arbore MaN, calculat cu relaţia (4.20), egal cu cuplul electromagnetic dat de relaţia (4.21): Ce (4.21) M N = Cm ⋅ I N = ⋅ I N ≈ 9,6 ⋅ C e ⋅ I N 0,105 Coordonatele punctului Ar(Mp,nor) corespunzătoare mersului în gol real se pot determina cu ajutorul relaţiei (4.16) scrise sub forma: n0 r = n 0 − ∆n p , în care ∆n p = Ra ⋅ M p / C e ⋅ C m , cuplul de mers în gol (de pierderi) fiind M p = M N − M aN ; MN a fost calculat cu relaţia (4.21) iar MaN cu relaţia (4.20). 4.1.2. Caracteristica mecanicã naturalã a motorului de c.c. cu excitaţie serie Motorul de c.c. cu excitaţie serie se poate caracteriza prin aceea cã indusul şi înfãşurarea de excitaţie sunt parcurse de acelaşi curent. Fluxul magnetic al motorului cu excitaţie serie depinde de sarcinã: Φ = f(I). Schema electricã de legare la sursã a motorului de c.c. cu excitaţie serie se prezintã în figura 4.3. în care s-au fãcut notaţiile: A1, A2 – bornele indusului; C1, C2 – bornele înfãşurãrii de excitaţie;


Ri – rezistenţa indusului; RE – rezistenţa înfãşurãrii de excitaţie; Rp – rezistenţa reostatului de pornire. Fluxul inductor, la motoarele cu excitaţie serie, nu este constant depinzând de curentul de sarcinã şi de circuitul magnetic. La stabilirea caracteristicii mecanice naturale, se va considera cã fluxul inductor variazã proporţional cu curentul de sarcinã, punctul de funcţionare a maşinii aflându-se pe porţiunea liniarã a caracteristicii de magnetizare prezentatã în figura 4.4.

Fig. 4.3.

Fig. 4.4.

Expresia analiticã a caracteristicii mecanice obţinutã în ipoteza cã miezul magnetic este nesaturat, permite stabilirea formei caracteristicii mecanice şi consideraţii privind funcţionarea motorului. În aceste condiţii, fluxul maşinii este proporţional cu curentul de sarcinã al motorului: (4.22) Φ1 = k1⋅I , unde k1 = ct, ecuaţiile de funcţionare fiind: (4.23) U = Ue + Ra⋅I , unde: Ra este rezistenţa internã a motorului Ra = Ri + RE ; (4.24) Ue = ke⋅Φ⋅n ;

(4.25)

M = km⋅Φ⋅I ;

(4.26)

I = Ia = IE . Introducând (4.25) în ecuaţia (4.23) şi exprimând turaţia se obţine: U − Ra ⋅ I n= k e ⋅Φ Introducând (4.22) în relaţia (4.28) se obţine:


(4.27) (4.28)

n=

Ra U − k e ⋅ k1 ⋅ I k e ⋅ k1

(4.29)

de unde: n=

k2 − k3 I

(4.30)

în care: UN Ra (4.31) k3 = k e ⋅ k1 k e ⋅ k1 Exprimând curentul din relaţia (4.26) şi ţinând cont de (4.22) se obţine: M (4.32) I= k m ⋅ k1 ecuaţia (4.30) devenind: k 2 ⋅ k m ⋅ k1 (4.33) n= − k3 M de unde: k (4.34) n = 4 − k3 M în care: k 4 = k 2 ⋅ k m ⋅ k1 Relaţiile (4.30) şi (4.34) ce definesc legãtura dintre turaţie şi curentul de sarcinã, respectiv turaţie şi cuplu în condiţiile în care U = UN = ct.; Ra = ct. şi Φ = k1⋅I, reprezintã expresiile analitice ale caracteristicii mecanice naturale. Relaţia (4.34) aratã cã sub limita de saturaţie a motorului, caracteristica mecanicã n = f(M) are forma unei hiperbole având drept asimptote axa ordonatelor şi o paralelã la abscisã de ordonatã – k3 fiind prezentatã în figura 4.5. Se observã cã pentru M = 0 (mers în gol ideal) turaţia motorului n0 = ∞. Din acest motiv sarcina minimã a motorului nu 1 1 trebuie sã fie sub  ⋅⋅  PN şi în condiţii 3 4 normale aceastã maşinã nu funcţioneazã în Fig. 4.5. regim de frânare cu recuperare de energie. Considerând în relaţia (4.33) n = 0 rezultã cuplul dezvoltat de motor la pornire: k2 ⋅k2 ⋅k ⋅k3 k2 k2 ⋅k ⋅k M P = 42 = 22 m2 12 = 2 e 2 m 1 k 3 R a / k e ⋅ k1 Ra şi ţinând cont de expresia lui k2 rezultã: k2 =


MP =

U N2 ⋅ k e2 ⋅ k m ⋅ k13

=

U N2 ⋅ k m ⋅ k1

Ra2 ⋅ k e2 ⋅ k12 Ra2 Conform expresiei ultimei expresii, rezistenţa Ra fiind micã, cuplul de pornire, şi deci curentul absorbit de motor la pornire, rezultã de valori foarte mari. Deci pornirea se face prin intermediul unui reostat înseriat în circuitul rotoric care sã limiteze curentul de pornire IP la (2÷2,5)IN, ceea ce determinã şi o limitare a cuplului de pornire MP la (2,4÷3)MN deoarece la curentul maxim admis miezul maşinii se satureazã şi fluxul nu se va mãri în aceeaşi mãsurã ca şi curentul. Caracteristica mecanicã naturalã este moale (elasticã), turaţia variind mult cu încãrcarea (la cupluri mici → turaţii mari, iar la cupluri mari → turaţii mici). Deci motorul de c.c. cu excitaţie serie este autoregulator de turaţie (fig. 4.5). Expresiile analitice (4.30) şi (4.34) ale caracteristicii mecanice naturale (c.m.n.) sunt utile doar pentru orientare în privinţa proprietăţilor generale ale motoarelor serie, neavând importanţă practică deoarece motoarele de construcţie modernă sunt saturate şi deci, caracteristica lor mecanică diferă mult de o hiperbolă. Pentru astfel de motoare se indică de regulă, grafic sau tabelar, dependenţa dintre turaţie şi curent, respectiv cuplu şi curent, în mărimi relative, cunoscute sub denumirea de caracteristici mecanice universale, aceleaşi pentru o anumită serie constructivă de motoare de c.c. cu excitaţie serie. Pentru un anumit tip de motoare serie folosite în industrie, caracteristicile universale sunt prezentate în figura 4.6. Atât sub formă grafică cât şi tabelară, caracteristicile universale servesc la determinarea caracteristicii mecanice a motoarelor de c.c. cu excitaţie serie. Fig. 4.6. Determinarea practicã a caracteristicii mecanice naturale se face astfel: - la un motor dat se cunosc: PN [kW]; UN [V]; IN [A]; nN [rot/min]; ηN şi caracteristicile universale (din figura 4.6) [16] unde: n turaţia în mãrimi relative; • ν= nN M • µ= cuplul în mãrimi relative; MN I • i= curentul în mãrimi relative. IN - se determinã cuplul electromagnetic nominal al motorului:


MN = Ω N [ rad / sec ] =

( UN − R a IN ) I N ΩN

[ Nm] , în care

2π n N [ rot / min ] respectiv cuplul la arbore nominal 60

PN [kW ] n N [rot min ] - se întocmeşte un tabel asemănător cu tabelul (4.1). M N = 9550 ⋅

I = i⋅IN

0,4IN

n = ν ⋅ n N 1,6nN M = µ ⋅ M N 0,3MN

Tabelul 4.1. 1,6IN 1,8IN

0,6IN

0,8IN

IN

1,2IN

1,4IN

1,3nN

1,1nN

nN

0,9nN

0,85nN

0,8nN

0,75nN

0,6MN 0,75MN MN 1,25MN 1,5MN

1,7MN

1,9MN

În tabelul 4.1 în baza valorilor i, ν, µ din caracteristicile universale s-au calculat I[A]; n[rot/min] şi M[N⋅m]. Pe baza datelor din acest tabel se traseazã caracteristica mecanicã naturalã n = f(M) sau n = f(I) prezentatã în figura 4.7. Deoarece în cazul motorului de c.c. cu excitaţie serie fluxul inductor variază în funcţie curentul de sarcină, este necesar ca în rezolvarea problemelor legate de aceste motoare să se utilizeze relaţii de calcul în care să nu intervină fluxul inductor. Fig. 4.7. În acest scop se introduce noţiunea de caracteristică mecanică limită (c.m.l.) care, reprezintă dependenţa dintre turaţia rotorului şi curentul absorbit de la reţea, în ipoteza că rezistenţa internă a maşinii Ra = Ri + RE = 0 . Aceasta este o caracteristică fictivă, dar cunoaşterea ei are o deosebită importanţă, deoarece împreună cu caracteristica mecanică naturală stă la baza determinării caracteristicilor artificiale pe care are loc funcţionarea în diverse condiţii de lucru ale maşinii ca: pornire, frânare şi modificare de viteză. Expresia analitică a caracteristicii mecanice limită rezultă din relaţia (4.28) considerând Ra = 0 U nl = = f (I ) , (4.35) ke Φ în care s-a notat cu nl turaţia limită. Deoarece în relaţia (4.35) k e = ct şi U = ct, turaţia limită depinde de curent deoarece fluxul variază cu acesta.


Introducând relaţia (4.35) în expresia (4.28) rezultă : R   n = n l 1 − a I  , (4.36) U   relaţie ce stă la baza determinării caracteristicilor mecanice artificiale cunoscânduse caracteristica limită nl = f (I ) Exprimând turaţia limită din relaţia (4.36) se obţine: 1 n ⋅U nl = ⋅n = , (4.37) Ra U − Ra I 1− I U relaţie cu ajutorul căreia se determină caracteristica mecanică limită presupunând cunoscută caracteristica mecanică naturală. Rezistenţa internă a motorului se poate calcula aproximativ cu relaţia: U Ra ≈ 0,75(1 − η N ) ⋅ N = 0,75(1 − η N )R N (4.38) IN nx ⋅U , în care U şi Ra sunt Scriind relaţia (4.37) sub forma nlx = U − Ra I x cunoscute, iar Ix şi nx se iau din caracteristica mecanică naturală cunoscută (de exemplu cea trasată în fig. 4.7) determinarea caracteristicii mecanice limită se face întocmind următorul tabel: Tabelul 4.2 Ix [A] din c.m.m. nx [rot/min] din c.m.m. U-RaIx prin calcul nlx =

U ⋅ nx U − Ra I x

prin calcul

nl 1 =

I1

I8

n1

N8

U-RaI1

U-RaI8

U ⋅ n1 U − Ra I 1

nl 8 =

U ⋅ n8 U − Ra I 8

Luând perechile de valori Ix din tabelul 4.2, reprezentându-le în sistemul de coordonate turaţie-curent şi unind punctele obţinute printr-o curbă, am obţinut caracteristica mecanică limită căutată (figura 4.7) Comparativ cu caracteristica mecanică naturală (c.m.n.), caracteristica mecanică limită (c.m.l) este situată deasupra acesteia, apropiindu-se pentru valori mici ale curentului (cuplului) de sarcină şi depărtându-se pentru valori mari ale curentului (cuplului) de sarcină. În afară de caracteristica mecanică limită (c.m.l), pentru determinarea caracteristicilor mecanice artificiale (c.m.a) se poate folosi şi aşa numita caracteristică intermediară care reprezintă dependenţa. Ue = k e ⋅ Φ = f (I ) (4.39) n


Ue = k e Φ rămâne invariabil pentru curent de excitaţie (deci şi de n sarcină, I=Ia=Ie =ct) , indiferent de valoarea rezistenţei suplimentare din circuitul indusului. Din ecuaţia echilibrului tensiunilor rezultă că la curent variabil şi U=ct. şi Ra=ct., t.e.m. variază fiind dată de relaţia: U ex = U − Ra I a = f (I ) (4.40) Caracteristica intermediară se determină în baza relaţiilor (4.39) şi (4.40) presupunând cunoscută caracteristica mecanică naturală. În acest scop se întocmeşte tabelul următor: Tabelul 4.3. Raportul

Ix [A] din c.m.m. nx [rot/min] din c.m.m. Uex=U-RaIx prin calcul Ue   n

U   = ex nx x

prin calcul

I1 n1 Ue1=U-RaI1 Ue   n

  1

I8 n8 Ue8=U-RaI8 Ue   n

  8

U  Luând perechile de valori Ix;  e  din  n x tabelul 4.3., representându-le în U  sistemul de coordonate  e  ; Ix şi  n  unind punctele obţinute printr-o curbă, am obţinut caracteristica intermediară căutată (fig. 4.8). Fig. 4.8. 4.1.3. Caracteristica mecanicã naturalã a motorului de c.c. cu excitaţie mixtã Motorul de c.c. cu excitaţie mixtă are două înfăşurări de excitaţie: o înfăşurare serie cu Ws spire, care este parcursă de curentul de sarcină Ia şi o înfăşurare derivaţie cu Wd spire, care este străbătută de un curent Ie, a cărui intensitate depinde numai de tensiunea aplicată şi de rezistenţa circuitului de excitaţie în derivaţie. Cele două înfăşurări de excitaţie ale motorului sunt în montaj adiţional, astfel că solenaţia rezultată a motorului este θ = W s ⋅ I a + Wd ⋅ I e . Schema electrică de legare la sursă a motorului de c.c. cu excitaţie mixtă este prezentată în figura 4.9, în care s-au făcut următoarele notaţii: A1 , A2 – bornele indusului; C1 , C2 – bornele înfăşurării de excitaţie serie; B1 , B2 – bornele înfăşurării de excitaţie derivaţie; Ri – rezistenţa indusului; Fig. 4.9


Rp – rezistenţa reostatului de pornire; Rc – rezistenţa reostatului de câmp; Res; Red – rezistenţa excitaţie serie respectiv derivaţie. Existenţa celor douã înfãşurãri de excitaţie conduce la o caracteristicã mecanicã care se gãseşte între cele douã caracteristici corespunzãtoare excitaţiei în derivaţie şi excitaţiei în serie, provoacã mãrirea fluxului motorului şi cauzeazã mãrirea cuplului de pornire şi micşorarea turaţiei la creşterea încãrcãrii. Motoarele cu excitaţie mixtã se construiesc cu circuitul magnetic relativ saturat, motiv din care, caracteristicile lor mecanice nu se pot exprima destul de exact şi simplu prin relaţii analitice. Pentru determinarea caracteristicilor mecanice naturale, trebuiesc cunoscute sub formã graficã, caracteristicile mecanice universale, care reprezintã dependenţa dintre turaţie şi curent, respectiv cuplu şi curent, în mãrimi relative. Caracteristicile mecanice universale sunt prezentate în figura 4.10.[16] Cunoscând caracteristicile universale, conform celor arãtate în paragraful 4.1.2. întocmindu-se un tabel asemãnãtor tabelului 4.1. se determinã caracteristica mecanicã naturalã n = f(M) prezentatã în figura 4.11. Se observã cã la mers în gol ideal (M = 0), turaţia rotorului are o valoare bine U , la creşterea încãrcãrii, turaţia descreşte la început repede, definitã, n0 = ke ⋅ Φ d iar apoi aproximativ dupã o dreaptã, ca la motoarele cu excitaţie în derivaţie. Aceasta se explică prin faptul cã la cupluri mici, când maşina nu este saturatã (Ia mic), fluxul creşte pronunţat datoritã creşterii t.m.m. a excitaţiei serie, t.m.m. a excitaţiei derivaţie fiind constantã. La cupluri mari, deci la valori mari a t.m.m. datã de excitaţia serie, se produce saturarea circuitului magnetic al motorului, fluxul devenind practic constant şi micşorarea turaţiei se datoreazã în principal cãderii de tensiune în circuitul rotorului. Caracteristica mecanică naturală este cu atât mai suplă cu cât excitaţia serie are o pondere mai mare.

Fig. 4.10.

Fig. 4.11.


4.1.4. Caracteristicile mecanice artificiale ale motoarelor de c.c. cu excitaţie derivaţie Conform relaţiei (4.1.), scrisã pentru cazul în care în circuitul indusului introducem o rezistenţã Rr (de reglaj) şi (4.2.), turaţia motorului se poate exprima sub forma: Ue U − (R a + R r ) ⋅ I (4.41) n= = ke ⋅ Φ ke ⋅ Φ Din aceastã relaţie rezultã cã turaţia motorului se poate modifica prin urmãtoarele metode: 1. introducerea unor rezistenţe suplimentare în serie cu indusul; 2. şuntarea indusului 3. modificarea tensiunii aplicate la perii 4. slăbirea câmpului magnetic Caracteristicile mecanice obţinute printr-una din metodele enumerate se numesc caracteristici mecanice artificiale (c.m.a.). 4.1.4.1. Caracteristicile mecanice artificiale reostatice obţinute prin introducerea unor rezistenţe în serie cu rotorul În cazul acestei metode de modificare a turaţiei, tensiunea de alimentare a motorului U = U N = ct. şi fluxul Φ = Φ N = ct. şi conform relaţiilor (4.13) şi (4.15) se observã cã introducând în serie cu rotorul o rezistenţã Rr , de reglare, turaţia la mers în gol ideal n0 nu se modificã nedepinzând de rezistenţa circuitului rotoric, în timp ce cãderea de turaţie ∆n creşte depinzând direct proporţional de rezistenţa circuitului rotoric. Ca urmare, pentru diferite valori ale rezistenţei de reglare Rr, se obţine o familie de drepte ce trec prin punctul A(0;n0), panta caracteristicilor mecanice artificiale reostatice crescând faţã de cea a caracteristicii naturale o datã cu creşterea rezistenţei de reglare ca în figura 4.12. Din figurã se observã cã la aceeaşi încãrcare a motorului (MN), odatã cu creşterea rezistenţei de reglare introdusã în serie cu rotorul, turaţia maşinii se micşoreazã. Prin introducerea unor rezistenţe în serie cu rotorul, caracteristicile mecanice artificiale devin Fig. 4.12. mai elastice decât caracteristica mecanicã


naturalã. Determinarea practicã a caracteristicii mecanice artificiale reostatice obţinutã pentru o valoare Rr1 cunoscutã a rezistenţei de reglare înseriatã sau rotorul se face astfel: - considerãm cunoscutã caracteristica mecanicã naturalã deci se cunosc: Ra[Ω], Ce, Cm, n0 [rot/min], nN [rot/min] şi MN [N⋅m]; - prin introducerea în circuitul rotoric a rezistenţei Rr1, ecuaţia (4.16) devine: n1= n0 -∆n1 , (4.42) unde cãderea de turaţie ∆n1 la cuplul nominal va fi: R + Rr1 R + Rr1 (4.43) ⋅ I N > ∆n ∆n1 = a ⋅M N = a Ce ⋅ Cm Ce Raportând cãderea de turaţie ∆n1 datã de relaţia (4.43) la cãderea de turaţie ∆n, de pe caracteristica mecanicã naturalã corespunzãtoare încãrcãrii nominale a motorului, datã de relaţia (4.15) rezultã ∆n1 / ∆n = (Ra + Rr1 ) / Ra de unde: R + Rr1 (4.44) ∆n1 = a ⋅ ∆n Ra Calculând cãderea de turaţie ∆n1 cu relaţia (4.44), din (4.42) rezultã imediat turaţia n1 corespunzãtoare punctului B1. Unind punctul A(0,n0) cu punctul B1(MN,n1) printr-o dreaptã, am obţinut caracteristicã mecanicã artificialã reostaticã cãutatã. Aceastã metodã de modificare a turaţiei se aplicã în special în acţionãrile nereglabile, la porniri şi frânãri, în rest fiind dezavantajoasã datoritã pierderilor de putere proporţionale cu cãderea de turaţie:

4.1.4.2. Caracteristicile mecanice artificiale reostatice obţinute prin legarea unor rezistenţe în paralel cu indusul (şuntarea indusului) Modificarea turaţiei motorului de c.c. cu excitaţie în derivaţie prin şuntarea indusului se face conform schemei din figura 4.13. Se observã cã în acest caz, aplicând la borne tensiunea reţelei prin rezistenţele RS şi Rd trece un curent chiar şi atunci când motorul merge în gol şi curentul Ia este foarte mic. Pe rezistenţa RS are loc o cãdere de tensiune aplicatã la bornele indusului şi conform (4.41) micşorarea turaţiei la aceeaşi încãrcare a motorului. Fig. 4.13.


Ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale reostatice rezultã din ecuaţiile de funcţionare a maşinii, scrisã conform schemei din figura 4.13. astfel: (4.45) U = Ue + Ra⋅Ia + Rs⋅I = Ce⋅n + Ra⋅Ia + Rs⋅I ; U = Rs⋅I + Rd⋅Id ; I = Ia + Id + IE ≅ Ia + Id ; M = Cm⋅Ia .

(4.46) (4.47) (4.48)

Eliminând Id din (4.46) şi (4.47) rezultã: U − Rs ⋅ I (4.49) Id = = I − Ia , Rd de unde: (4.50) U + Rd⋅Ia = I⋅(Rs+Rd), din care: Rd U (4.51) I= + ⋅ Ia . R d + Rs R s + R d Introducând (4.51) în (4.45) rezultã:  Rs R ⋅R  (4.52) U = Ce ⋅ n + U ⋅ +  Ra + s d  ⋅ I a R s + Rd  R s + Rd  de unde:   Rs  Ra R s ⋅ Rd U  (4.53)   − ⋅ I a ⋅  Ra + n= ⋅ 1 − Ce  Rs + Rd  C e Ra ⋅ (Rs + Rd )   şi ţinând cont de (4.48) rezultã:   Rd Ra Rs ⋅ Rd U (4.54)  n= ⋅ − ⋅ M ⋅ 1 + C e R s + Rd C e ⋅ C m Ra ⋅ (R s + R d )   Relaţia (4.54) reprezintã ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale reostatice obţinutã prin şuntarea indusului. În funcţie de relaţiile (4.13) şi (4.15) ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale se poate scrie sub forma:   Rd Rs ⋅ Rd (4.55)  ⋅ ∆n n= ⋅ n 0 − 1 + R s + Rd Ra ⋅ (R s + Rd )   Dacã în (4.55) punem condiţia M = 0 obţinem turaţia la mers în gol ideal a motorului cu indusul şuntat: Rd (5.56) nos = ⋅ n0 = β ⋅ n0 < n0 ; R s + Rd Rd unde : β = < 1 şi putem scrie (4.55) sub forma: Rs + Rd


 β ⋅ Rs n = β ⋅ n 0 − ∆n ⋅ 1 + Ra 

  = nos − ∆n s 

(4.57)

unde ∆ns = ∆n(1 + β Rs / Ra ) > ∆n (4.58) Conform relaţiilor (4.56) şi (4.58) se observã cã faţã de caracteristica mecanicã naturalã, cea artificialã reostaticã obţinutã prin şuntarea indusului se aflã dedesubt (n0s< n0),având însă o înclinare mai mare ( ∆ns > ∆n ), prezentându-se ca în figura 4.14. Determinarea practicã a caracteristicii mecanice artificiale obţinutã pentru valorile Rd1 şi Rs1 cunoscute se face astfel: - presupunem cunoscutã, caracteristica naturalã, deci se cunosc: n0, nN, ∆nN şi MN şi punctele A(0;n0) şi B(MN;nN). - cu relaţia (4.56) determinãm nos deci cunoaştem punctul A(0;n0s); - cu relaţia (4.58) calculãm ∆ns, respectiv n1 = nos - ∆ns. Astfel am determinat punctul B1(MN;n1) şi unind punctele A1 şi B1 printr-o dreaptă obţinem caracteristica mecanicã artificialã cãutatã.

Fig. 4.14. Fig. 4.15. Poziţia dreptei ce reprezintã caracteristica artificialã reostaticã obţinutã prin şuntarea indusului depinde de valoarea lui β, deci de valoarea rezistenţelor Rs şi Rd. În general pentru o anumitã valoare a rezistenţei Rs , respectiv a rezistenţei Rd , caracteristica mecanicã artificialã obţinutã este reprezentatã în sistemul de axe de coordonate (n; M) printr-o dreaptã de genul dreptei PR din figura 4.15. Dreapta PR este definitã prin douã puncte: I = I d I = I a E cu  a şi H cu  I = 0 I d = 0 Se observã cã maşina cu indusul şuntat se comportã pe parcursul caracteristicii PR astfel: - pe RH maşina frâneazã în contracurent iar circuitul şuntat se alimenteazã de la maşinã; - corespunzãtor punctului H are loc frânarea în contracurent şi Id=0;


-

pe HG maşina frâneazã în contracurent şi rezistenţa Rd este alimentatã din reţea; în G maşina funcţioneazã ca frânã cu rotor fix; pe GF maşina funcţioneazã ca motor; punctul F corespunde mersului în gol ideal cu o tensiune micşoratã la bornele indusului; pe FE maşina frâneazã dinamic iar rezistenţa Rd este alimentatã de la reţea; punctul E corespunde frânãrii reostatice cu I = 0; pe EP maşina funcţioneazã în regim de frânare cu recuperare de energie iar rezistenţa Rd se alimenteazã de la maşinã.

4.1.4.3. Caracteristicile mecanice artificiale de tensiune În cazul acestei metode de modificare a turaţiei, prin schimbarea tensiunii aplicate indusului, excitaţia devine independentã, conectatã la tensiunea nominalã, iar în circuitul indusului nu se introduc rezistenţe exterioare, astfel încât putem considera Φ = Φ N = ct. şi Ra = ct. Conform relaţiilor (4.13) şi (4.15) se observă că modificând tensiunea aplicată indusului turaţia de mers în gol ideal n0 se modifică, depinzând, direct proporţional de tensiune, în timp ce căderea de turaţie, la aceeaşi sarcină, nu se modifică. Fig. 4.16. Ca urmare caracteristicile mecanice artificiale obţinute pentru diferite valori ale tensiunii de alimentare se vor reprezenta în sistemul de axe de coordonate (n; M) prin drepte paralele cu caracteristica mecanicã naturalã situatã deasupra sau dedesubtul acesteia, dupã cum modificarea tensiunii se face în sens crescãtor sau descrescãtor faţã de tensiunea nominalã prezentându-se ca în figura 4.16. Din figurã se observã cã la aceeaşi încãrcare a motorului, scãzând tensiunea de alimentare a indusului (U2 < U1

∆n = n 0 − n N şi n01 =

U1 ; Ce

(4.60)

raportând avem: n01 U 1 (4.61) = n0 U N Calculând noua turaţie de mers în gol ideal n01 cu relaţia: U (4.62) n01 = 1 ⋅ n0 , UN am determinat poziţia punctului A1(0;n01). Deoarece ∆n = ct., ducând din A1 o paralelã la caracteristica mecanicã naturalã obţinem caracteristica mecanicã artificialã de tensiune cãutatã.

4.1.4.4. Caracteristicile mecanice artificiale de flux Modificarea turaţiei în cadrul acestei metode se face prin modificarea curentului de excitaţie, deci a fluxului inductor cu ajutorul reostatului de câmp Rc (fig. 4.1) la tensiunea de alimentare U = UN = ct. şi rezistenţa indusului Ra = ct. Prin această metodă turaţia se poate modifica în raportul 2:1 până la 3:1 faţă de turaţia corespunzătoare fluxului nominal, modificarea fluxului făcându-se în în sens descrscător prin creşterea rezistenţei reostatului de câmp Rc . Dacã câmpul magnetic este micşorat, sub o anumitã limitã funcţionarea motorului devine instabilã, înclinaţia caracteristicii mecanice artificiale de flux n = f(M) devenind mare. Conform relaţiei (4.1) scrisã la mers în gol ideal (Ia = 0) rezultã: (4.63) U N = U e = k e ⋅ Φ ⋅ n 0 = ct. şi deci micşorarea fluxului, determinã creşterea turaţiei la mers în gol ideal (Φ⋅n0 = ct.) ceea ce atrage dupã sine creşterea turaţiei rotorului la aceeaşi încãrcare a motorului. Introducând (4.2) în ecuaţia (4.1) şi exprimând turaţia în funcţie de curent, putem exprima caracteristica mecanicã naturalã ( Φ = Φ N ) sub forma:   R ⋅I  R ⋅I  ⋅ 1 − a a  = n0 ⋅ 1 − a a  . (4.64) UN  UN    Pentru o valoare a fluxului Φ 1 < Φ N conform (4.64) avem ecuaţia caracteristicii artificiale de flux: n=

U N − Ra ⋅ I a UN = ke ⋅ Φ N ke ⋅ Φ N

  UN R ⋅I  R ⋅I ⋅ 1 − a a  = n01 ⋅ 1 − a a k e ⋅ Φ1  UN  UN  în care noua turaţie de mers în gol ideal n01 este: n1 =


  

(4.65)

UN U = N (4.66) k e ⋅ Φ1 C e1 Conform relaţiei (4. 65) se observã cã la flux constant caracteristica artificialã de flux n = f(Ia) este o dreaptã, turaţia scãzând liniar cu curentul. Pentru rotor imobil, deci n1 = 0, valoarea curentului prin înfãşurarea indusului va fi aceeaşi; indiferent de valoarea fluxului şi anume: U I a = I p = I sc = N (4.67) Ra Caracteristicile artificiale de flux în coordonate n – Ia se întâlnesc în acelaşi punct P, de coordonate O şi Ip, pe axa absciselor figura 4.17. Determinarea caracteristicii mecanice artificiale de flux corespunzãtoare unei anu-mite valori a fluxului Φ1 se face astfel: § presupunem cunoscutã caracteristica mecanicã naturalã deci se cunosc: n0, Ra, Ce, Cm, nN, ∆n, IN, MN; § raportând (4.66) la (4.13) rezultã: n01 C e Φ N (4.68) = = n0 Ce1 Φ1 din care: C  Φ (4.69) n01 = n0 ⋅  e  = n0 ⋅ N Φ1  Ce1  n01 =

Fig. 4.17. Calculând noua turaţie de mers în gol ideal n01 cu relaţia (4.69) am determinat poziţia punctului A1(0;n1). Abscisa punctului P1(Ip;0) se calculeazã cu relaţia (4.67). Unind cele douã puncte obţinem caracteristica artificialã. Caracteristicile mecanice artificiale de flux n = f(M), aşa cum rezultã din relaţia (4.3.) intersecteazã abscisa în puncte diferite corespunzãtor diferitelor valori


ale fluxului, la aceeaşi valoare a curentului prin indus Ia, însã punctele de intersecţie cu axa ordonatelor rãmân aceleaşi ca şi în cazul caracteristicilor mecanice artificiale de flux n = f(Ia) unde: M = km⋅Ip⋅ΦN ; M1 = km⋅Ip⋅Φ1 ; M2 = km⋅Ip⋅Φ2 şi M2 < M1 < M. 4.1.5. Caracteristicile mecanice artificiale ale motoarelor de c.c. cu excitaţie serie Conform expresiei (4.28) rezultã cã turaţia motorului de c.c. cu excitaţie serie se poate modifica prin aceleaşi metode ca şi în cazul motorului derivaţie, obţinându-se caracteristicile mecanice artificiale prezentate în cele ce urmează. 4.1.5.1. Caracteristicile mecanice artificiale reostatice obţinute prin introducerea unor rezistenţe în serie cu rotorul Prin introducerea unei rezistenţe suplimentare Rr numitã rezistenţã de reglare, în serie cu indusul, turaţia rotorului, la acelaşi cuplu de sarcinã în ipoteza cã U = UN= ct. se modificã conform relaţiei (4.28) devenind: U − ( Ra + Rr ) ⋅ I (4.70) na = N ke ⋅ Φ unde na turaţia corespunzãtoare pe caracteristica mecanicã artificialã reostaticã. Determinarea practicã a caracteristicii mecanice artificiale reostatice obţinutã prin introducerea unei rezistenţe de reglare Rr cunoscutã în serie cu rotorul, se face astfel: § considerãm cunoscutã caracteristica limitã nl = f(I); R   § în baza relaţiei n = nl ⋅ 1 − a ⋅ I  scrisã sub forma: U     R + Rr nax = nlx ⋅ 1 − a ⋅ I x  UN  

(4.71)

se întocmeşte tabelul 4.4. Luând perechile de valori (Ix; nax) din tabelul 4.4. reprezentându-le în sistemul de coordonate turaţie – curent şi unind punctele obţinute printr-o curbã, se obţine caracteristica artificialã. Tabelul 4.4. Ix din c.m.l. I1 I8 nl nl nl din c.m.l. 1

x

( Ra + R r ) ⋅ I x

8

calcul

Ra + Rr I1 UN

Ra + Rr I8 UN

prin calcul

 R + Rr  n a = nl 1 − a I 1  UN  

 R + Rr  n a = nl 1 − a I 8  UN  

UN

na = (5,123) x

prin

1

1


8

8

Caracteristicile artificiale reostatice se pot calcula şi cu ajutorul caracteristicii U intermediare e = f (I ) presupusã cunoscutã. Conform relaţiei (4.70), modificând n rezistenţa din circuitul indusului, la acelaşi curent de sarcinã, se modificã turaţia rotorului ceea ce atrage dupã sine modificarea t.e.m. aceasta devenind: (4.72) U ea = k e ⋅ Φ ⋅ n a = U N − (Rr + R a ) ⋅ I Raportând relaţia (4.25) la relaţia (4.72) se obţine: Ue k ⋅Φ⋅n n = = e U ea k e ⋅ Φ ⋅ n a n a cu observaţia că Φ = ct., curentul de sarcină fiind acelaşi, şi na =

(4.73)

U ea U − (R a + R r ) ⋅ I = N Ue / n Ue / n

(4.74) Tabelul 4.5.

Ix din caract. intermediarã

I1 Ue   n

Ue   n   x

din caract. intermediarã U e = U N − (R a + Rr ) ⋅ I x prin calcul ax

na = x

Ue

ax

Ue   n

  x

prin calcul

I8   1

Ue   n

U e = U N − (Ra + Rr ) ⋅ I1 a1

na = 1

Ue

a1

Ue   n

  1

  8

U e = U N − (Ra + Rr ) ⋅ I 8 a8

na = 8

Ue Ue   n

a8

  8

Calculul caracteristicii mecanice artificiale reostatice na = f(I) se face cu ajutorul relaţiei (4.74), întocmindu-se tabelul 4.5. Luând perechile de valori (Ix;nax) obţinem caracteristica artificialã având ca parametru Rr ca în figura 4.18. La acelaşi curent de sarcinã Is cu cât Rr creşte, turaţia motorului se micşoreazã pentru o valoare Rr2 devenind negativã (punctul C din figura 4.18). Prin aceastã metodã, turaţia se modificã în limite largi însã cu pierderi suplimentare de energie, caracterizându-se prin randament scãzut. Fig. 4.18.


4.1.5.2. Caracteristicile mecanice artificiale obţinute prin şuntarea indusului Prin şuntarea indusului cu ajutorul rezistenţei Rd şi introducerea în circuit a rezistenţelor Rsi şi Rs, se modificã fluxul inductor la valoarea Φa, t.e.m. indusã la valoarea Uea şi turaţia rotorului la valoarea na. Ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale reostatice rezultã din ecuaţiile de funcţionare a maşinii scrise conform schemei din figura 4.19. astfel: (4.75) U = Uea + (Ri + Rsi)⋅Ia + Rs⋅I . U = (RE + Rd)⋅Id + Rs⋅I . I = Id + Ia

(4.76) (4.77)

.

Uea = ke⋅Φa⋅na .

(4.78)

U = ke⋅Φa⋅nl .

(4.79)

Ma = km⋅Φa⋅Ia .

(4.80)

Introducând (4.77) în ecuaţia (4.76) se obţine: U = (RE + Rd + Rs)⋅Id + Rs⋅Ia ,

(4.81)

de unde:

U − Rs ⋅ I a . R E + Rd + R s Eliminând curentul Id din ecuaţiile (4.76) şi (4.77) rezultã: U − Rs ⋅ I Id = I − Ia = , R E + Rd de unde: I⋅(RE + Rd + Rs) = U + (RE + Rd )⋅Ia , respectiv, R E + Rd U I= ⋅ Ia + R E + Rd + R s R E + Rd + Rs Introducând (4.85) în ecuaţia (4.75) rezultã:  Rs R E + Rd   ⋅ Ia U = U ea + ⋅ U +  Ri + Rsi + Rs R E + Rd + R s R E + Rd + Rs   Id =

 R E + Rd I  R E + Rd U ea = U ⋅  − a ⋅  Ri + R si + R s R E + Rd + R s  R E + Rd + R s U   R E + Rd I  RE + Rd na = nl ⋅  − a ⋅  Ri + R si + Rs R E + Rd + R s  R E + Rd + Rs U 


     

(4.82)

(4.83) (4.84) (4.85)

(4.86) (4.87) (4.88)

Relaţia (4.88) reprezintã ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale reostatice obţinutã prin şuntarea indusului conform schemei din figura 4.19. Pentru a exprima caracteristica artificialã în coordonate turaţie – cuplu, utilizãm relaţia (4.80) scrisã sub forma: k U M a = k e ⋅ Φ a ⋅ m ⋅ I a ≅ 9,6 ⋅ ⋅ I a . (4.89) ke nl

Fig. 4.19. Determinarea practicã a caracteristicii artificiale reostatice obţinute pentru anumite valori cunoscute a rezistenţelor Rsi, Rs şi Rd se face astfel: - presupunem cunoscutã caracteristica mecanicã limitã nl = f(Id); - se aleg diferite valori pentru curentul prin indus Ia; - corespunzãtor acestor valori ale lui Ia, cu relaţia (4.82) se calculeazã curentul Id; - corespunzãtor valorilor curentului Id, din caracteristica mecanicã limitã, se citesc turaţiile corespunzãtoare nl. Calculul caracteristicii mecanice artificiale reostatice obţinutã prin şuntarea indusului se face conform celor arãtate mai sus întocmindu-se tabelul 4.6. Tabelul 4.6. Iax se dau valori Idx =(5.134) prin calcul nlx din C.M.L

Ia1 Id1

Ia8 Id8

nl 1

n l8

n ax = (5.140)

n a1

na8

M a1

M a8

prin calcul M ax = (5.141) prin calcul

Luând perechile de valori Max, nax din tabelul 4.6. repre-zentându-le în sistemul de coordonate turaţie – cuplu şi unind punctele obţinute printr-o curbã obţinem caracteristica artificialã. Pentru un motor dat, caracteristicile artificiale în mãrimi relative, având ca parametru Rd, se prezintă ca în figura 4.20 [16].

Fig. 4.20.


4.1.5.3. Caracteristicile mecanice artificiale de tensiune Modificând tensiunea de alimentare a indusului de la valoarea nominalã UN, la o valoare Ua < UN, conform relaţiei (4.28) turaţia rotorului la aceeaşi încãrcare a motorului se va modifica la valoarea na. La un curent dat, deci la o anumitã valoare a fluxului, turaţiile n şi na corespunzãtoare tensiunilor la borne UN şi Ua, vor fi: n=

U N − Ra ⋅ I Ue = ke ⋅ Φ ke ⋅ Φ

(4.90)

U a − Ra ⋅ I U ea (4.91) = ke ⋅ Φ a ke ⋅ Φ a deoarece la I = ct.; ke⋅Φ = ke⋅Φa = ct. şi raportând relaţiile avem: n a U ea U a − R a I (4.92) = = n U e U N − Ra I Conform relaţiei (4.92) se constatã cã turaţia nu variazã direct proporţional cu tensiunea la borne din cauza cãderii de tensiune pe rezistenţa Ra, dar se poate considera: na U a ≅ . n UN Determinarea practicã a caracteristicii mecanice artificiale de tensiune na = f(I) obţinutã pentru o valoare cunoscutã Ua a tensiunii la borne se face cu ajutorul caracteristicii intermediare, sau caracteristicii mecanice limită. U  Dacã se cunoaşte caracteristica intermediarã  e  = f (I ) calculul  n  caracteristicii artificiale de tensiune se face cu ajutorul relaţiei (4.92) scrisã sub forma: U ea (4.93) na = (U e / n ) întocmindu-se tabelul 4.7. Luând perechile de valori Ix, na x din tabelul 4.7 reprezentându-le în sistemul na =

de coordonate turaţie – curent şi unind punctele printr-o curbã obţinem caracteristica. Dacã se cunoaşte caracteristica mecanicã limitã nl = f(I) calculul caracteristicii  R   artificiale de tensiune se face cu ajutorul relaţiei n = nl ⋅ 1 − a ⋅ I  scrisã sub U    forma:


  R nax = nlx ⋅ 1 − a ⋅ I x    Ua

(4.94)

întocmindu-se tabelul 4.8 Tabelul 4.7. Ix din caract. intermed.  Ue    din caract.  n x

I1

intermed.

U e = U a − Ra I 1

U e = U a − Ra I x prin calcul x

prin calcul

a8

Ue

na =

Ue   n   8 = U a − Ra I 8

Ue

a1

ax

na = (5.145)

I8

Ue   n   1

na =

a1

 Ue   n   1

Ue

a8

Ue   n   8

Tabelul 4.8. Ix din caract. limitã din caract. limitã

nl

I1

I8

nl

nl

Ra I1 Ua

Ra I8 Ua

  R n a = nl 1 − a I 1   Ua 

  R n a = n l 1 − a I 8   Ua 

1

x

Ra Ix Ua

prin calcul

na = (5.146) x

prin calcul

1

1

8

Luând perechile de valori Ix, nax din tabelul 4.7 sau 4.8. reprezentându-le în sistemul de coordonate turaţie – curent şi unind punctele printr-o curbã, se obţine caracteristica artificialã de tensiune, figura 4.21.

Fig. 4.21.

4.1.5.4. Caracteristicile mecanice artificiale de flux


8

8

Modificând fluxul inductor de la valoarea nominalã ΦN la o valoare Φa < ΦN, conform relaţiei (4.28) turaţia rotorului la aceeaşi încãrcare a motorului se va modifica la valoarea na. Deoarece maşinile moderne sunt deja saturate, modificarea fluxului se face prin micşorarea lui. Câmpul magnetic principal al maşinii se poate slãbi prin şuntarea înfãşurãrii de excitaţie conform schemei din figura 4.22.

Fig. 4.22. Gradul de slãbire a câmpului este caracterizat prin raportul de şuntare: I α = E ≤1 I Conform figurii 4.22. avem ecuaţiile: U = Uea + Ri ⋅Ia + Rd⋅Id ;

(4.95) (4.96)

RE ⋅IE = Rd⋅Id ;

(4.97)

Ia= I = IE + Id ;

(4.98)

Din (4.97) rezultã: RE ⋅ IE . Rd Introducând (4.99) în ecuaţia (4.98) rezultã: R R + RE I = IE + E ⋅ IE = d ⋅ IE , Rd Rd Id =

(4.99)

(4.100)

din care: Rd ⋅I =α⋅I . Rd + R E Eliminând curentul IE din relaţiile (4.97) şi (4.98) se obţine: R IE = d ⋅ Id = I − Id , RE din care rezultã: IE =

(4.101)

(4.102)

(4.103)


RE ⋅I R E + Rd Introducând (4.103) în ecuaţia (4.96) rezultã:  R ⋅R  U = U ea +  Ri + E d  ⋅ I , R E + Rd   Id =

.

(4.104)

de unde:  R ⋅R I  U ea = U ⋅ 1 − ⋅  Ri + E d R E + Rd  U  şi ţinând seama de relaţiile (4.78) şi (4.79) rezultã în final:  R ⋅R I  na = nl ⋅ 1 − ⋅  Ri + E d R E + Rd  U 

  , 

(4.105)

  (4.106)  Relaţia (4.106) reprezintã ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale de flux na = f(I) obţinutã prin şuntarea înfãşurãrii de excitaţie. Cunoscând caracteristica mecanicã limitã nl = f(IE) determinarea practicã a caracteristicii artificiale de flux, obţinutã pentru o valoare datã a rezistenţei de şuntare Rd, deci un anumit raport de şuntare α se face astfel: - se aleg diferite valori pentru curentul prin indus I; - se calculeazã curentul IE cu relaţia (4.101); - din caracteristica limitã se citesc turaţiile nl ; - introducând valorile lui I şi nl în relaţia (4.106) se determinã na; - pentru a exprima caracteristica artificialã de flux în coordonate turaţie – cuplu, se utilizeazã relaţia (4.89) pentru Ia = I. Calculul caracteristicii na = f(I) respectiv na = f(M) se face cu tabelul 4.9. Luând perechile de valori Ix, nax sau Max, nax din tabelul 4.9. reprezentându-le în sistemul de coordonate turaţie – curent sau turaţie – cuplu se obţin caracteristicile din figura 4.23 a şi b. Observaţie: Din figura 4.23 b, se observă că caracteristicile mecanice artificiale de flux se găsesc deasupra caracteristicii mecanice naturale, la acelaşi cuplu de sarcină Ms , turaţia rotorului crescând (na > n), lucru evident şi din relaţia 4.106 deoarece RE Rd/( RE + Rd) < RE şi deci la acelaşi curent I, termenul din paranteză este mai mare faţă de cazul când Rd lipsea.

Ix se dau valori I E = (5,55) prin calcul x

nl

x

din caract. limitã

na = (5,149) prin calcul x

M a ≅ 9,6 x

UN I x prin calcul nl

Tabelul 4.9. I8

I1 I E = αI 1

I E = αI 8

nl

1

nl

na

na

1

1

8

8

8

Ma

1

x


Ma

8

Fig. 4.23. 4.1.6. Caracteristicile mecanice artificiale ale motoarelor de c.c. cu excitaţie mixtã Modificarea vitezei motorului de c.c. cu excitaţie mixtã se face prin aceleaşi metode ca şi în cazul curentului de c.c. cu excitaţie serie. Calculul caracteristicilor artificiale se face ca la motorul de c.c. cu excitaţie serie. U  Caracteristica mecanicã intermediarã  e  = k e ⋅ Φ = f (I a ) prezintã o  n  particularitate în cazul motorului cu excitaţie mixtã în sensul cã la mers în gol ideal (Ia =0), fluxul magnetic are o valoare bine determinatã Φ0 ≠0 datã de relaţia: Φ 0 = k1 ⋅ Wd ⋅ I e Ca urmare caracteristica intermediarã, care la altã scarã reprezintã şi caracteristica de magnetizare figura 4.24. nu trece prin originea sistemului de axe de coordonate, pentru motorul având caracteristicile universale din figura 4.10., fiind prezentatã în figura 4.25.


Fig. 4.24.

Fig. 4.25.

4.1.6.1. Caracteristicile mecanice artificiale reostatice Prin introducerea unor rezistenţe de reglare Rr în circuitul indusului se obţine o familie de caracteristici artificiale reostatice care se calculeazã cu relaţia: U ea U − (Ri + Res + Rr ) ⋅ I a = N na = (4.107) (U e n ) (U e / n ) Caracteristicile artificiale reostatice având ca parametru Rr sunt prezentate în figura 4.26. de unde se observã cã la aceeaşi încãrcare a motorului (Is = ct.) mãrind rezistenţa din circuitul indusului, turaţia rotorului se micşoreazã.

Fig. 4.26. Dacã sarcina aplicatã la arborele motorului se anuleazã, turaţia care se stabileşte este aceeaşi pentru fiecare caracteristicã şi toate caracteristicile trec prin acelaşi punct de mers în gol ideal: U U (4.108) n0 = = ke ⋅ Φ 0 ke ⋅ Φ d


4.1.6.2. Caracteristicile mecanice artificiale de tensiune Prin modificare tensiunii aplicate indusului se modifică turaţia de mers în gol ideal, relaţia (4.109), pentru un motor dat şi o tensiune U `> UN, caracteristica mecanică artificială calculându-se, ca şi în cazul motorului serie, cu ajutorul caracteristici intermediare, utilizând relaţia n a = U ca /(U e / n) , în care U ea = U ` − ( Ri − Res ) ⋅ I a . Calculul se face tabelar întocmind un tabel de forma tabelului 4.7. De remarcat (fig. 4.27) că atât c.m.n. cât şi c.m.a. au aceeaşi asimptotă, verticala de abscisă I a = −W d ⋅ I θ / Ws , prin modificarea tensiunii aplicate indusului, curentul prin înfăşurarea de excitaţie în derivaţie Ie, nemodificându-se.

Fig. 4.27. 4.1.4.3. Caracteristicile macanice artificiale de flux Caracteristicile mecanice artificiale de flux se obţin prin modificarea curentului Ie din circuitul de excitaţie în derivaţie cu ajutorul resortului de câmp Rc (fig. 4.9).

Fig. 4.28. Prin slăbirea câmpului, turaţia de mers în gol ideal n0, la tensiune nemodificată se măreşte, ceea ce atrage după sine creşterea turaţiei rotorului la aceeaşi încărcare a


motorului, situaţie ilustrată în figura 4.28. De remarcat că, prin micşorarea curentului prin înfăşurarea de excitaţie derivaţie asimptotă, caracteristicile artificiale de flux se apropie de axa ordonatelor. 4.2Frânarea motoarelor de c.c. Frânarea în acţionãrile electrice se realizeazã în mai multe scopuri: pentru menţinerea constantã a vitezei unui sistem supus acţiunii câmpului gravitaţional sau inerţiei; pentru menţinerea în nemişcare a unui sistem supus acţiunii unor cupluri exterioare; pentru micşorarea vitezei unui sistem în vederea modificării regimului tehnologic sau opririi rapide. Motoarele electrice posedã o însuşire pe care nu o au motoarele de altã naturã şi anume cã ele pot funcţiona ca frânã şi în special ca frânã cu recuperare de energie. Frânarea electricã prezintã o serie de avantaje faţã de frânarea mecanicã şi anume: se eliminã uzura saboţilor şi tobei de frânare, se asigurã un control sigur al valorii cuplului de frânare. Pentru motorele de c.c. sunt posibile trei regimuri de frânare electricã: a) frânare cu recuperare de energie; b) frânarea în contracurent (contraconectare, cuplare inversă); c) frânarea dinamică (reostatică). 4.2.1 Frânarea cu recuperare de energie Acest regim este denumit regim de generator cu recuperare de energie, deoarece indusul rãmâne cuplat la reţeaua de alimentare şi debiteazã energia electricã în reţea ca orice generator, dezvoltând un cuplu de frânare. Motorul cu excitaţie derivaţie trece automat în acest regim, fãrã modificãri în schema de conexiuni, prin creşterea turaţiei rotorului peste turaţia de mers în gol ideal n0. Condiţia ce trebuie îndeplinitã pentru trecerea maşinii în regim de frânare recuperativã este deci n > n0. Energia potenţialã se transformã în energie cineticã, care la rândul ei se transformã în energie electricã cedatã reţelei de alimentare, maşina trecând în regim de generator cu excitaţie în derivaţie. Cuplul electromagnetic produs de maşinã îşi schimbã sensul devenind un cuplu de frânare. În acest regim, maşina funcţioneazã la turaţii n > n0 deci pe porţiuni de caracteristici mecanice cuprinse în cadranul II al sistemului de axe de coordonate n – M adicã la valori negative ale cuplului. Din ecuaţia caracteristicii mecanice naturale n = n 0 − ∆n , unde Ra ∆n = ⋅ M punând condiţia n > n0 rezultã: Ce ⋅ Cm Ra (4109 n − n0 = − ⋅M >0 Ce ⋅ C m deoarece Ce, Cm, Ra sunt pozitive rezultã cã (4.109) este valabilã dacã M < 0 (cuplu de frânare), caracteristica de frânare prezentându-se în figura 4.29.


Presupunem cã maşina funcţioneazã în punctul A pe caracteristica mecanicã naturalã, corespunzãtor unui cuplu de sarcinã Ms. Prin creşterea turaţiei rotorului, t.e.m. creşte, ceea ce atrage dupã sine micşorarea curentului absorbit din reţea şi deci a cuplului dezvoltat de motor. În momentul în care n = n0, conform ecuaţiilor echilibrului tensiunilor rezultã: U − Ce ⋅ n Ce (4.110) I= N = ⋅ (n 0 − n ) = 0 Ra Ra şi deci cuplul M = Cm⋅I = 0, maşina încetând sã mai absoarbã energie din reţea. Dacã turaţia rotorului continuã sã creascã rezultã: U − U e Ce (4.111) I= N = ⋅ (n 0 − n ) < 0 Ra Ra şi deci curentul îşi schimbã sensul, ceea ce atrage dupã sine schimbarea sensului cuplului dezvoltat de maşinã. Ca urmare punctul de funcţionare se va deplasa pe prelungirea caracteristicii mecanice naturale pânã în punctul B. Deoarece în acest punct, cuplul dezvoltat de maşinã este negativ, turaţia rotorului începe sã scadã, punctul de funcţionare revenind la turaţia n = n0.

Fig. 4.29. Frânarea cu recuperare de energie are loc deci de la turaţia nB pânã la turaţia n0, adicã la turaţii mai mari decât cea de mers în gol ideal. Motorul cu excitaţie serie nu poate funcţiona în acest regim, turaţia de mers în gol ideal n0 fiind infinită la conexiuni normale ale motorului. Totuşi ea poate fi aplicată utilizând însă un aparataj relativ complicat, cu ajutorul căruia maşina funcţionează pe porţiuni de caracteristici mecanice din cadranul al II-lea al sistemului de axe n-M (fig. 4.20), ca în cazul şuntării indusului (fig. 4.19). La unele montaje speciale utilizate în cadrul instalaţiilor de încărcare-descărcare se poate întâlni acest regim de frânare. Motorul cu excitaţie mixtă poate funcţiona în acest regim. Existenţa fluxului magnetic produs de înfãşurarea de excitaţie în derivaţie (Φd) permite motorului cu excitaţie mixtã sã-şi mãreascã turaţia peste cea corespunzãtoare mersului în gol ideal n0 şi sã treacã la funcţionarea ca generator, efectuând frânarea cu recuperare de energie. În acest regim se schimbã sensul curentului în înfãşurãrile rotorului şi a


excitaţiei serie (Ue > U) şi de aceea t.m.m. a excitaţiei serie are un caracter demagnetizant, cele douã înfãşurãri de excitaţie fiind în montaj diferenţial. În consecinţã la creşterea curentului, cuplul se mãreşte foarte încet, pentru valori mari ale curentului putând chiar sã se micşoreze. Caracteristica mecanicã de frânare cu recuperare de energie are panta foarte mare, ca în figura 4.30.

Fig. 4.30. Pentru evitarea efectului de demagnetizare al înfãşurãrii serie, ar trebui inversat sensul curentului prin ea atunci când turaţia creşte peste valoarea n0, complicând schema. Din acest motiv, când se trece la frânarea cu recuperare de energie, înfãşurare de excitaţie se deconecteazã şi maşina se transformã în generator cu excitaţie independentã. În acest mod rezultã caracteristica mecanicã de frânare cu recuperare reprezentatã în figura 4.30. prin dreapta trasatã cu linie întreruptã. 4.2.2. Frânarea în contracurent (frânarea propriu-zisă) Se caracterizează prin aceea că energia cinetică a maselor în mişcare ale acţionării, se transformă în căldură ce se disipă pe motor şi în special pe reostatul de cuplare inversă intercalat de regulă în circuitul rotoric. În acest regim, maşina este conectată la reţea pentru a-se roti într-un anumit sens, iar rotorul sub acţiunea inerţiei sau a unui cuplu exterior se roteşte în sens invers. De aici rezultă că, pornind de la regimul de bază de motor, frânarea propriu-zisă se poate obţine în două variante: a) prin inversarea sensului de rotaţie al rotorului, menţinând neschimbată polaritatea tensiunii aplicate indusului; b) prin inversarea polarităţii tensiunii aplicate indusului, menţinând neschimbat sensul de rotaţie al rotorului. În cazul ambelor variante, fluxul inductor îşi menţine neschimbat sensul, acelaşi ca la regim de motor.


4.2.2.1. Frânarea în contracurent prin inversarea sensului de rotaţie Frânarea în contracurent prin inversarea sensului de rotaţie, menţinând neschimbatã polaritatea tensiunii aplicate indusului se realizeazã prin introducerea unei rezistenţe de cuplare inversã RCI de valoare corespunzãtoare în serie cu indusul, astfel încât pentru un anumit cuplu de sarcinã Ms maşina sã funcţioneze pe o caracteristicã mecanicã artificialã reostaticã la turaţii negative. Motorul derivaţie frânează în acest regim pe caracteristica mecanică artificială (2) din figura 4.31. Pentru a explica trecerea de la regimul de motor la cel de frânã, considerãm maşina funcţionând pe caracteristica naturalã într-un punct A corespunzãtor cuplului rezistent Ms de natură potenţială (fig. 4.31) Un astfel de cuplu apare, de exemplu, în instalaţiile de încărcare-descărcare la ridicarea unui greutăţi. Introducând în serie cu rotorul rezistenţa RCI, punctul de funcţionare al maşinii va trece din A în B pe caracteristica mecanicã artificialã (2), la aceeaşi turaţie, deoarece intercalarea rezistenţei RCI în rotor se face practic instantaneu. Cuplul dezvoltat de motor în punctul B, fiind mult mai mic decât cuplul de sarcinã Ms, diferenţa dintre ele, conform ecuaţiei fundamentale a mişcãrii, va da naştere unui cuplu dinamic de decelerare sub acţiunea cãruia turaţia rotorului începe sã scadã, punctul de funcţionare deplasându-se din B în C pe caracteristica mecanicã artificialã (2). Coborând greutatea, cuplul de sarcinã devine un cuplu activ, mai mare decât cuplul dezvoltat de maşinã în punctul C. Ca urmare diferenţa dintre ele va da naştere unui cuplu dinamic de accelerare sub acţiunea cãruia turaţia începe sã creascã (nc = 0), punctul de funcţionare deplasându-se din C în D, punct în care acţiunea cuplului dinamic înceteazã, turaţia stabilindu-se la valoarea nD, de sens opus celei din cadranul I.


Fig. 4.31. Ecuaţia caracteristicii mecanice artificiale de frânare rezultã: n1= n0-∆n1 Ra + RCI unde ∆n1 = ⋅Ms. Ce ⋅ Cm Din ecuaţia caracteristicii artificiale de frânare rezultã condiţia ce trebuie îndeplinitã pentru ca maşina sã intre în regim de frânare, adicã turaţia sã-şi schimbe sensul. Din ecuaţia n1 = n0 - ∆n1 rezultã cã n1 < 0 dacă: R + RCI ∆n1 = a ⋅ M s > n0 , (4.112) Ce ⋅ C m din care rezultã: n ⋅C ⋅C RCI > 0 e m − Ra ; (4.113) Ms R + RCI − n D = n0 − a ⋅Ms, (4.114) Ce ⋅ C m de unde rezultã valoarea rezistenţei de frânare necesarã a fi introdusã în circuitul rotoric: C ⋅ C ⋅ (n0 + n D ) RCI = e m − Ra (4.115) Ms Rezistenţa RCI este necesarã pentru limitarea curentului absorbit de maşinã:


U N + Ce ⋅ n0 U N + U e = (4.116) R a + RCI Ra + RCI Motorul serie şi motorul cu excitaţie mixtă, se comportă asemănător cu cel derivaţie în regim de frânare, diferind doar forma caracteristicii artificiale reostatice pe care are loc frânarea propriu-zisă (fig. 4.18 pentru motorul serie; fig. 4.26 pentru motorul cu excitaţie mixtă). I=

4.2.2.2. Frânarea în contracurent prin inversarea polaritãţii tensiunii aplicate indusului Trecerea de la regimul de motor cu sens de rotaţie dreapta la cel de frânare în contracurent şi reversarea sensului de rotaţie, se face pentru motorul cu excitaţie mixtă, conform schemei din figura 4.32, în care s-a notat cu: a – întrerupător cu rol de separator; D1 , D2 – contactele contactorului de sens de rotaţie dreapta; S1 , S2 – contactele contactorului de sens de rotaţie stânga; Rci – rezistenţa de cuplare inversă. Schema din figura 4.32 are un caracter general, în sensul că poate fi utilizată şi în cazul motorului cu excitaţie serie (lipseşte înfăşurarea derivaţie) cât şi în cazul motorului cu excitaţie în derivaţie (lipseşte înfăşurarea serie). Comportarea celor trei tipuri de motoare de c.c. (derivaţie, serie şi cu excitaţie mixtă) în acest regim este asemănătoare, frânarea făcându-se pe o caracteristică artificială reostatică ce trece prin cadranele II şi III ale sistemului de coordonate turaţie-cuplu. Diferenţa dintre ele constă în forma caracteristicii mecanice artificiale pe care are loc frânarea motorului. Fig. 4.32. De exemplu, în cazul motorului cu excitaţie în derivaţie, inversând polaritatea tensiunii aplicate rotorului ecuaţia caracteristicii mecanice (4.10) devine: Ra Ra U n=− − ⋅ M = − n0 − ⋅M , (4.117) Ce Ce ⋅ Cm Ce ⋅ C m ecuaţia unei drepte ce trece prin cadranele II şi III din care rezultã: C ⋅ C ⋅ (n0 + n ) M =− e m (4.118) Ra


În scopul limitãrii curentului absorbit din reţea, se impune ca simultan cu inversarea polaritãţii tensiunii aplicate rotorului, sã se introducã în serie cu acesta o rezistenţã RCI de cuplare inversã. În aceste condiţii expresia cuplului de frânare devine: C ⋅ C ⋅ (n0 + n ) M =− e m (4.119) Ra + RCI iar ecuaţia caracteristicii de frânare: R + RCI ⋅M n = − n0 − a (4.120) Ce ⋅ Cm Considerãm maşina funcţionând în regim de motor pe caracteristica mecanicã naturalã (1), într-un punct A corespunzãtor unui cuplu de sarcinã Ms de natură reactivă. Prin inversarea polaritãţii indusului, concomitent cu introducerea în circuitul rotoric a rezistenţei RCI punctul de funcţionare va trece brusc pe caracteristica artificialã de frânare (2') simetricã în raport cu originea faţã de caracteristica mecanicã artificialã reostaticã (2) corespunzãtoare în regim de motor figura 4.33.

Fig. 4.33. Deoarece inversarea polaritãţii tensiunii aplicate indusului şi introducerea în circuitul rotoric a rezistenţei RCI se face practic instantaneu trecerea de pe caracteristica naturalã (1) pe caracteristica artificialã de frânare (2') se face la aceeaşi turaţie, punctul de funcţionare deplasându-se brusc din A în B. În punctul B, maşina dezvoltã un cuplu negativ sub acţiunea cãruia turaţia începe sã scadã, punctul de funcţionare deplasându-se pe caracteristica artificialã (2') din B în C în care turaţia se anuleazã. În punctul C frânarea este terminatã şi pentru a opri acţionarea maşina trebuie decuplatã de la reţea. Dacã în punctul C (n = 0) maşina rãmâne conectatã la reţea, cuplul dezvoltat de maşinã MC fiind mai mare în valoare


absolutã decât cuplul de sarcinã, va produce accelerarea rotorului care va începe sã se roteascã în sens invers. Ca urmare punctul de funcţionare se va deplasa pe caracteristica artificialã (2') din C în D, punct în care acţiunea cuplului dinamic înceteazã şi turaţia se stabileşte la valoarea staţionarã (-nD). Odatã cu trecerea în cadranul III şi schimbarea sensului de rotaţie, maşina reintrã în regim de motor însã cu sens de rotaţie opus faţã de cel din cadranul I. Dacã în punctul D se scoate din circuitul indusului rezistenţa de cuplare inversã RCI, motorul va trece sã funcţioneze în punctul A' pe caracteristica mecanicã naturalã (1') simetricã în raport cu originea faţã de caracteristica naturalã (1) din cadranul I, turaţia stabilindu-se la valoarea |nA’| = nA. Maşina funcţioneazã în regim de frânare prin cuplare inversã pe porţiunea B – C aflatã în cadranul II al sistemului de coordonate n – M. 4.2.3. Frânarea dinamicã Acest regim de frânare se realizează atunci când maşina electrică trece din regim de motor în regim de generator, fără recuperare de energie electrică, indusul fiind deconectat de la reţea şi cuplat peste o rezistenţă de frânare, iar rotorul antrenat datorită energiei cinetice înmagazinate în masele în mişcare ale acţionării. Excitaţia maşinii rămâne alimentată de la reţea, iar energia cinetică se transformă în căldură disipată în cea mai mare măsură pe rezistenţa de frânare Rf, pe care se cuplează indusul. Mtorul derivaţie funcţionează în regim de frânare dinamică, conform schemei din figura 4.34. Fig. 4.34 Ţinându-se seama de expresia analitică a caracteristicii mecanice naturale (4.10), prin decuplarea indusului de la reţea, presupunând că scurtcircuităm bornele acestuia, deci U = 0 şi n0 = 0, rezultă: n=−

Ra ⋅M Ce ⋅ Cm

deci:

(4.121)

Ce ⋅ C m ⋅ n (4.122) Ra În circuitul indusului maşinii, decuplate de la reţea, se introduce o rezistenţã de frânare. Prin aceasta cuplul de frânare devine: C ⋅C ⋅ n M =− e m (4.123) Ra + R f Ecuaţia echilibrului tensiunilor în acest regim este: (4.124) 0 = Ce⋅n + (Ra + Rf)⋅I M =−


reprezentându-se deci printr-o dreaptã ce trece prin cadranele II şi IV. Cunoscându-se coeficientul de suprasarcinã λ=1,5 ÷ 2,5 la motoarele de c.c, calculul rezistenţei de frânare Rf se face astfel încât sã nu se depãşeascã suprasarcina maxim admisibilã C ⋅n Rf = e − Ra (4.125) I unde I < λIN . Presupunând maşina funcţionând în regim de motor pe caracteristica mecanicã naturalã într-un punct A corespunzãtor unui cuplu de sarcinã Ms prin decuplarea indusului de la reţea şi cuplarea lui pe o rezistenţã de frânare aleasã conform (4.125), punctul de funcţionare se va deplasa pe caracteristica artificialã de frânare într-un punct B la aceeaşi turaţie, deoarece modificãrile în schema de conexiuni se fac practic instantaneu (fig. 4.35).

Fig. 4.35. Cuplul dezvoltat de maşină în punctul B fiind negativ, sub acţiunea lui şi a cuplului de sarcină,turaţia va scădea, punctul de funcţionare deplasându-se din B în 0, când turaţia devine nulă. Pe acest parcurs, întreaga energie cinetică acumulată în masele în mişcare ale acţionării se transformă în energie electrică care la rândul ei se transformă în căldură disipată în cea mai mare măsură pe rezistenţa de frânare (Rf >> Ra). Calculul caracteristicii artificiale de frânare obţinută pentru o anumită valoare a rezistenţei Rf se face conform celor arătate în paragraful 4.1.4.1. cu observaţia că U = 0 şi deci n0 = 0. Motorul serie poate trece în acest regim de frânare în două moduri distincte: a) prin separarea completă a maşinii de sursa de alimentare şi cuplarea ei peste o rezistenţă de frânare, trecând în regim de generator de c.c. cu autoexcitaţie mixă; b) prin decuplarea indusului de la reţea şi cuplarea lui peste o rezistenţă de frânare, excitaţia alimentându-se, prin intermediul unei rezistenţe, de la reţea, maşina trecând în regim de generator de c.c. cu excitaţie independentă (separată).


Datorită inconvenientelor care apar, necesitatea schimbării legăturii înfăşurării serie la indus şi apariţia unor şocuri periculoase pentru instalaţie, varianta “a” nu se utilizează în practică, frânarea reostatică făcându-se de obicei prin varianta “b”, după schema din figura 4.36.

Rc =

U − RE IE Fig 4.36

Caracteristica de frânare (fig. 4.37) este o dreaptă ce trece prin origine, la fel ca şi în cazul motorului derivaţie, deoarece utilizând schema din figura 4.36, fluxul inductor devine independent de curentul de sarcină. Determinarea ei se face asemănător ca şi în cazul motorului de c.c. cu excitaţie în derivaţie.

Fig 4.37 Frânarea dinamică a motorului cu excitaţie mixtă La frânarea dinamicã (reostaticã) cu pãstrarea sensului de rotaţie, excitaţia serie va acţiona demagnetizant micşorând efectul de frânare. La schimbarea sensului de rotaţie se produce o magnetizare suplimentarã şi mãrirea efectului de frânare. Caracteristica mecanicã de frânare reostaticã este prezentatã în figura 4.38.


Fig. 4.38. Se preferã caracteristici mecanice drepte, caz în care excitaţia serie se eliminã. Deşi energia electrică este nerecuperabilă, acest regim de frânare prezintă interes, utilizându-se foarte mult în practică, deoarece duce la oprirea rapidă a acţionării.


4.3.ACŢIONÃRI REGLABILÃ

DE

CURENT

CONTINUU

CU

TENSIUNE

Motoarele electrice de acţionare, ale maşinilor de lucru cu algoritme funcţionale complicate, sunt în general alimentate de la surse de tensiune continuă reglabilă, în domeniul naval fiind prezentate în cele ce urmează. 4.3.1. Grupul generator-motor clasic (Ward-Leonard) Aşa numitul grup generator-motor(G-M) sau grup Ward-Leonard este încã de actualitate, cu precãdere în acţionãrile navale, datoritã performanţelor sale ridicate privind reglajul vitezei şi desfãşurarea proceselor dinamice de pornire, oprire şi reversare a sensului de rotaţie. Principiul de funcţionare a grupului G-M constã în reglarea vitezei unui motor de curent continuu cu excitaţie independentã sau serie, alimentat de la un generator propriu. De regulã sistemul de acţionare cu grup generator-motor conţine (fig. 4.39: - motorul electric de acţionare M care în cele mai frecvente cazuri este cu excitaţie independentã şi este cuplat nemijlocit cu axul maşinii de lucru M.L.; - agregatul convertizor format din trei maşini electrice: generatorul de curent continuu G care alimenteazã pe indus motorul electric de acţionare M, excitatoarea E şi motorul primar. În instalaţiile de puteri mici şi mijlocii în calitate de motoare primare se folosesc motoare asincrone (MA), iar în instalaţiile de puteri mari sunt utilizate motoare Diesel; - aparatura de comandã, de gabarite mici, dispusã în circuitele de excitaţie ale maşinilor electrice de c.c. De menţionat este faptul cã excitatoarea E, care alimenteazã circuitele de excitaţie, are o putere nominalã mult mai micã decât a celorlalte maşini electrice din componenţa grupului. Pornirea. Pregãtirea pentru pornire constã în fixarea reostatul de excitaţie ReG al generatorului pe poziţia de rezistenţã maximã, iar a reostatul de excitaţie ReM al motorului pe poziţia de rezistenţã minimã. Pornirea grupului G-M se realizeazã în urmãtoarea succesiune: - cu ajutorul contactorului de linie C.L. se porneşte motorul primar care în cazul de faţã este un motor asincron cu rotorul în scurtcircuit; - cu reostatul de excitaţie Re se fixeazã tensiunea, la bornele excitatoarei E, egalã cu valoarea nominalã a tensiunilor de excitaţie ale generatorului G şi motorului M; - dupã închiderea contactelor principale ale contactorului de sens dreapta C.D. sau contactorului de sens stânga C.S. se excitã treptat generatorul G, micşorând rezistenţa reostatului de excitaţie ReG, pânã la tensiunea corespunzãtoare vitezei necesare motorului M.


Fig. 4.39. Frânarea şi Oprirea. Fiecare oprire a motorului M este însoţitã de frânare electricã recuperativã. Pentru a opri motorul M din funcţiune se micşoreazã rapid, curentul de excitaţie al generatorului, pânã la zero. Ca urmare t.e.m. a motorului M, care datoritã inerţiei continuã sã se roteascã, devine superioarã t.e.m. a generatorului. Maşina M trece în regim de generator (frânare recuperativã), energia cineticã acumulatã în piesele în mişcare ale maşinii de lucru M.L. fiind transferate, cu pierderi mici, arborelui maşinii G, care va funcţiona ca motor. Dacã turaţia motorului asincron M.A. devine superioarã turaţiei de sincronism, maşina va funcţiona ca generator recuperativ, furnizând energie electricã reţelei de alimentare. Un regim de frânare analog apare la creşterea rapidã a fluxului de excitaţie al motorului M sau la micşorarea bruscã a curentului de excitaţie al generatorului G. Înversarea sensului de rotaţie. Inversarea sensului de rotaţie a motorului M se realizeazã fie prin inversarea polaritãţii tensiunii generatorului G, fie prin inversarea sensului curentului de excitaţie al motorului. În schema din figura 6.1 inversarea polaritãţii tensiunii generatorului are loc prin alimentarea înfãşurãrii de excitaţie printr-o punte de contacte formatã din contactele principale ale contactoarelor de sens. Se menţioneazã faptul cã schema de comandã a contactoarelor de sens trebuie sã prevadã interblocarea acestora. Reversarea se desfãşoarã printr-o frânare pânã la zero şi apoi o pornire în sens contrar. Caracteristica mecanicã. Pentru stabilirea ecuaţiei caracteristicilor mecanice n = f(M) ale motorului de acţionare, se aplicã teorema a doua a lui Kirchhoff, în regim staţionar, în circuitul rotoric comun G-M (fig. 4.40) U eG = U eM + R A I a , în care:


(4.126)

R A = RaG + RaM + Rc

(4.127)

unde:

U eG - t.e.m. a generatorului; U eM - t.e.m. a motorului electric; RaG - rezistenţa internã a circuitului rotoric a generatorului; RaM - rezistenţa circuitului rotoric a motorului; Rc - rezistenţa conductoarelor de legãturã; R A - rezistenţa totalã a circuitului indusurilor. În regim staţionar: U eG = k eG Φ G nG = ct. U eM = k eM Φ M n Expresia cuplului electromagnetic M dezvoltat de motor este: M = kmΦ M I a

(4.128) (4.129) (4.130)

Fig. 4.40. Introducând relaţiile (4.129),(4.130.) în relaţia(4.126) se obţime expresia caractersiticii mecanice: U eG RA (4.131) − M k eM Φ M k m k eM Φ 2M Caracteristicile mecanice acoperã toate patru cadrane, în planul n-M, atestând calitãţile grupului G-M privind modificarea vitezei, pornirea, frânarea şi reversarea. La tensiune electromotoare U eG = ct. aliura caracteristicilor mecanice obţinute cu relaţia (4.131)esteaceeaşi cu cea obţinutã în cazul alimentãrii motorului de c.c. de la o reţea de tensiune constantã. Din relaţia(4.131)seconstatã cã, în situaţia funcţionãrii motorului în sistemul generator-motor, cãderea de turaţie exprimatã prin relaţia ∆n = R A M k m k eM Φ 2M este mai mare decât cea corespunzãtoare motorului alimentat de la reţeaua de putere infinitã, datoritã cãderii de tensiune suplimentare pe rezistenţa RaG . Rigiditatea caracteristicii mecanice a motorului funcţionând în sistemul generator-motor este mai micã. n=


Din relaţia (4.126) rezultă: (4.132) U eG − U eM Ia = RA La o turaţie nG = ct. , dacã U eG > U eM curentul I a este pozitiv, maşina M funcţionând în regim de motor, iar dacã U eG < U eM , curentul I a va deveni negativ, M funcţioneazã ca generator iar G ca motor. Deoarece maşinile asincrone pot funcţiona ca generator rezultã cã grupul generator-motor poate funcţiona în cele patru cadrane dacã în calitate de motor primar se foloseşte motorul asincron. Dacã motorul primar este un motor Diesel, maşina G poate funcţiona numai ca generator şi în consecinţã maşina M poate funcţiona numai în cadranele I şi III. Modificarea turaţiei. Se realizeazã prin douã metode: - menţinerea constantã a fluxului de excitaţie Φ M , al motorului electric, la valoarea sa nominalã şi modificarea t.e.m. UeG prin variaţia fluxului de excitaţie ΦG al generatorului, cu ajutorul reostatului ReG ; - menţinerea constantã a t.e.m. UeG a generatorului la valoarea sa nominalã şi micşorarea fluxului de excitaţie ΦM al motorului, prin intermediul reostatului ReM. Variaţia simultanã a celor douã fluxuri nu se utilizeazã în practicã, preferânduse succesiunea indicatã. Din punct de vedere al modului de reglare, este convenabil ca variaţia turaţiei prin modificarea tensiunii aplicate indusului motorului sã se facã la cuplu constant, iar variaţia turaţiei prin modificarea fluxului inductor al motorului sã se facã la putere constantã. În figura 4.41sunt trasate caracteristicile mecanice ale grupului generatormotor, pe baza relaţiei (4.131.) numai pentru cadranul I. Dupã cum se ştie, caracteristicile mecanice corespunzãtoare funcţionãrii motorului M alimentat pe indus cu tensiune variabilã sunt drepte paralele cu caracteristica mecanicã naturalã, iar caracteristicile mecanice corespunzãtoare funcţionãrii cu flux diminuat sunt drepte a cãror rigiditate scade pe mãsurã ce fluxul motorului se micşoreazã. Reglarea turaţiei prin modificarea tensiunii aplicate indusului motorului se realizeazã în gama de turaţii de la nN la 0,1nN. Limita minimã a turaţiei este determinatã de existenţa magnetismului remanent al generatorului şi de necesitatea unei turaţii mici stabile. La turaţii mici tensiunea la bornele generatorului se apropie ca valoare de cãderea de tensiune din circuitul indusului motorului şi o variaţie micã a sarcini produce o modificare importantã a turaţiei iar uneori oprirea motorului. Gama de reglare a turaţiei prin aceastã metodã este: n (4.133) G ra = N = 10 : 1 0,1n N


Reglarea turaţiei prin modificarea fluxului inductor al motorului nu se deosebeşte cu nimic de cazul când indusul motorului este alimentat direct de la reţea. Gama de reglare a turaţiei la ΦM = var. şi UeG = ct. este:

Grb =

3n N = 3:1 nN

(4.134)

În felul acesta grupul generator-motor asigurã o gamã de reglare a turaţiei:

G r = G ra ⋅ G rb =

n N 3n N ⋅ = 30 : 1 0, 1n N n N

(4.135)

Pentru a reprezenta variaţia cuplului şi a puterii, grupului generator-motor, domeniul de turaţie se împarte în douã zone-pânã la turaţia nominalã şi peste turaţia nominalã. În prima zonã ΦM = ct. şi ΦG variabil. La funcţionarea motorului, în serviciul continuu, cu sarcinã constantã puterea nominalã este limitatã de încãlzire. Pentru prima zonã ΜN = κm ΦMN ΙaN = ct. Cuplului nominal constant îi corespunde o putere variabilã reprezentatã prin dreapta care trece prin origine (fig.4.42) conform relaţiei cunoscute: MNn (4.136) = kn 9550 Pentru n = nN evident P = PN. În cea de a doua zonã, corespunzãtoare modificãrii fluxului de excitaţie a motorului, puterea rãmâne constantã şi egalã cu puterea nominalã, iar cuplul electromagnetic variazã dupã o hiperbolã (fig.4.42) P=

Fig.4.41

Fig.4.42.

4.3.2. Grupul generator-motor cu cuplu limitat Grupul G-M cu cuplu limitat se utilizeazã în cazurile în care mecanismul de lucru opune sistemului de acţionare vârfuri de sarcinã mult mai mari decât cuplul nominal, ca de exemplu la acţionarea instalaţiilor de foraj. Dacã acţionarea se face


cu grup G-M obişnuit, pot apãrea curenţi mari care pericliteazã instalaţia şi determinã frecvent întreruperea alimentãrii de la reţea datoritã intervenţiei aparatelor de protecţie. O soluţie ca funcţionarea sã continue fãrã a fi întreruptã constã în realizarea unei caracteristici mecanice de tip escavator. Caracteristica mecanicã de tip escavator se poate obţine atât cu ajutorul grupurilor generatormotor în care generatorul, prin construcţia sa specialã, are mai multe înfãşurãri cât şi cu ajutorul grupurilor generator-motor cu amplidinã. Deoarece prima posibilitate menţionatã este amplu tratatã în literatura de specialitate, în continuare sunt prezentate principalele aspecte referitoare la grupul generator-motor cu amplidinã. În cazul sistemelor electrice de acţionare de putere redusã, amplidinele sunt folosite ca generatoare ce alimenteazã motoarele de curent continuu a cãror turaţie se regleazã, iar în sistemele de puteri mari sunt folosite ca excitatoare ale generatoarelor şi motoarelor ce compun grupul generator-motor. Grupul generatormotor cu amplidinã rãmâne în actualitate, în deosebi în tehnica navalã (în cadrul sistemelor de acţionare electricã a cârmelor etc), datoritã proprietãţilor remarcabile ale amplidinei, dintre care amintim: puteri relativ mari la bornele de ieşire, coeficientul de amplificare în putere mare de ordinul 104 şi chiar mai mare, viteza de rãspuns relativ mare, siguranţã în exploatare în condiţiile bordului navei. Faptul cã amplidinele sunt prevãzute cu mai multe înfãşurãri de excitaţie, de obicei patru, permite introducerea, în cadrul sistemului, a unor circuite de reacţie (corecţie) în scopul îmbunãtãţirii performanţelor tranzitorii şi staţionare ale acestuia. În cele ce urmeazã se prezintã o schemã de principiu din care sã rezulte posibilitãţile de utilizare ale grupului generator-motor cu amplidinã în acţionãrile electrice.

Fig.4.43.


În figura 4.43este prezentatã schema unei acţionãri electrice nereversibile, de putere însemnatã, în care datoritã utilizãrii corespunzãtoare a legãturii inverse negative pe curentul de sarcinã al motorului electric de acţionare se asigurã obţinerea caracteristicilor mecanice de tip escavator. Deoarece sistemul de acţionare electricã are o putere însemnatã, amplidina A este utilizatã ca amplificator de putere şi sumator. Ampidina A este prevãzutã cu patru înfãşurãri de excitaţie utilizate astfel: • ÎE1 înfãşurare principalã de excitaţie separatã; • ÎE2 înfãşurare regulatoare; • ÎE3 înfãşurare stabilizatoare; • ÎE4 înfãşurare destinatã obţinerii caracteristicii mecanice de tip escavator. Valoarea prescrisã a turaţiei se stabileşte cu ajutorul rezistenţei de reglaj Rr conectatã în circuitul înfãşurãrii ÎE1. Înfãşurãrile de excitaţie ÎE1 şi ÎE2 au rolul de a menţine turaţia la o valoare cât mai apropiatã de cea prescrisã. Înfãşurarea regulatoare ÎE2 este alimentatã de la bornele motorului electric (reacţie în funcţie de turaţie) astfel încât sã lucreze ca o legãturã inversã negativã, adicã t.m.m. a înfãşurãrii ÎE2 sã fie de sens opus t.m.m. creatã de înfãşurarea ÎE1. Deoarece amplidina are un coeficient de amplificare ridicat, orice modificare a intensitãţii curentului în circuitele înfãşurãrilor de excitaţie poate determina oscilaţii importante ale tensiunii la ieşirea amplidinei, influenţând negativ asupra funcţionãrii normale a întregului sistem de acţionare electricã. Pentru eliminarea acestor oscilaţii se introduce o legãturã inversã elasticã pe tensiune, care în schema analizatã este realizatã cu ajutorul înfãşurãrii stabilizatoare ÎE3. Înfãşurarea stabilizatoare ÎE3 fiind conectatã la bornele de ieşire ale amplidinei prin intermediul transformatorului de stabilizare TS, nu va interveni atunci când tensiunea la bornele de ieşire este constantã, ci numai când apar variaţii de tensiune. La variaţii de tensiune prin înfãşurarea stabilizatoare ÎE3 va trece un curent şi corespunzãtor apare o solenaţie care se va adãuga la solenaţia înfãşurãrii principale de excitaţie ÎE1, dacã tensiunea la bornele amlidinei va scãdea şi invers, dacã tensiunea la bornele amplidinei creşte, compensându-se astfel variaţia tensiunii la de la bornele amplidinei. Înfãşurarea legãturii inverse negative pe curentul de sarcinã al motorului ÎE4 este conectatã în circuitul de comparaţie realizat cu potenţiometrul P şi rezistenţa de şunt Rş (rolul rezistenţei de şunt Rş poate fi preluat de înfãşurarea polilor auxiliari a uneia dintre maşinile din circuitul de forţã).


Fig.4.44. Dacã intensitatea curentului I din circuitul comun al indusurilor nu depãşeşte valoarea admisã, atunci RşΙ = Uş < UP şi înfãşurarea de excitaţie ÎE4 datoritã diodei p nu este parcursã de curent. Motorul electric de acţionare, în aceastã situaţie, funcţioneazã pe porţiunea AB a caracteristicii mecanice de tip escavator din figura 4.44 Valorile curentului de sarcinã Ι, respectiv cuplului M, corespunzãtoare punctului B de pe caracteristica mecanicã din figura 4.44 reprezintã valorile limitã, care depãşite condiţioneazã intrarea în funcţiune a circuitului legãturii inverse negative pe curent . Evident RşΙ = UP, deci cu ajutorul potenţiometrului P se fixeazã tensiunea de comparaţie, care de fapt stabileşte sarcina admisã a motorului electric şi care depãşitã conduce la intrarea în funcţiune a legãturii inverse negative pe curent. Când valorile curentului de sarcinã Ι depãşesc valoarea curentului corespunzãtoare punctului B din figura 4.44 atunci Rş Ι > UP şi înfãşurarea ÎE4 va fi parcursã de curent. Înfãşurarea de excitaţie ÎE4 are un efect puternic demagnetizant asupra amplidinei determinând micşorarea accentuatã a t.m.m. a generatorului G şi corespunzãtor micşorarea turaţiei motorului M pânã la zero(porţiunea BC de pe caracteristica mecanicã). În punctul C al caracteristicii mecanice, motorul se aflã în regim de scurtcircuit având cuplul MC la ax. La micşorarea sarcinii, când Uş < UP legãtura inversã negativã pe curent îşi înceteazã acţiunea şi motorul electric de acţionare se accelereazã corespunzãtor. În calcule se admite ca valoare curentului de scurtcircuit, corespunzător punctului C (fig. 4.44) să fie în limitele Isc = (1,5 ÷ 2,2)IM.N. 4.3.3. Grupul generator-motor cu curent constant în circuitul indusurilor Acest grup este frecvent utilizat pe navele flotelor de transport şi pescuit oceanic în acţionãrile electrice de mare putere. În cadrul sistemului generator-motor cu Ιa=ct. în circuitul indusurilor, menţinerea constantã a curentului se asigurã prin reglarea automatã a tensiunii la bornele generatorului funcţie de abaterea curentului Ιa de la valoarea prescrisã, deci sistemul conţine un canal de stabilizare automatã a curentului Ιa. Sistemul conţine


unul sau mai multe motoare electrice conectate cu indusurile în serie cu indusul generatorului (sau generatoarelor) formând circuitul în care curentul se menţine constant ca mãrime şi sens (fig. 4.45)

Fig.4.45. Din figura 4.45se constatã cã, indiferent de valorile cuplurilor de sarcinã MS1 şi MS2, datoritã dispozitivului de automatizare D.A. care împreunã cu G formeazã un sistem automat de stabilizare a intensitãţii curentului, Ιa se menţine constant corespunzãtor valorii prescrise. În aceste condiţii cuplul electromagnetic dezvoltat de fiecare motor electric este determinat numai de fluxul sãu de excitaţie, aşa cum rezultã din relaţia: (4.137) M = κ m ΦI a = κ I Φ în care Ιa = ct., iar κI = κm Ιa =ct, este o constantã de curent. Pentru a modifica turaţia motorului electric, de exemplu a lui M1 care are la arbore cuplul de sarcinã MS1, este necesar şi suficient sã modificãm cu ajutorul reostatului Re1 curentul de excitaţie al motorului electric. În concluzie, unica metodã de modificare a turaţiei motorului electric de acţionare, din componenţa sistemului generator-motor cu Ιa=ct în circuitul indusurilor, constã în modificarea curentului de excitaţie al acestuia. În aceasta constã deosebirea esenţialã a sistemului analizat faţã de sistemul generator-motor obişnuit pentru care principala metodã de modificare a turaţiei motorului electric constã în modificarea fluxului de excitaţie al generatorului, iar valoarea staţionarã a


intensitãţii curentului în circuitul indusurilor este determinatã de cuplul de sarcinã al motorului. Sistemul generator-motor cu curent constant în circuitul indusurilor permite modificarea separatã a turaţiei fiecãrui motor electric şi de asemenea reversarea turaţiei prin schimbarea polaritãţii tensiunii aplicate circuitelor înfãşurãrilor de excitaţie a acestora cu ajutorul întrerupãtoarelor a1 şi a2 (fig.4.45) Sistemul permite funcţionarea numai cu un singur motor electric, celãlalt având indusul şuntat prin contactele principale ale contactoarelor C1 sau C2. În practicã sistemul generator-motor cu curent constant în circuitul indusurilor conţine, pentru fiecare motor electric de acţionare, o buclã de reglare automatã a turaţiei. Subsistemele de reglare automatã a turaţiei sunt independente şi funcţioneazã dupã principiul reglãrii dupã abatere. Principalul dezavantaj al sistemului analizat constã în valoarea scãzutã a randamentului la sarcini mici. Aceasta se datoreazã faptului cã în circuitul indusurilor maşinilor electrice intensitatea curentului şi corespunzãtor pierderile în cupru sunt constante indiferent de sarcinã. Ca dezavantaj al sistemului se mai poate menţiona necesitatea introducerii unei protecţii speciale pentru cazul când motoarele electrice funcţioneazã în gol. 4.4. Sisteme de acţionãri electrice cu motoare de curent continuu alimentate de la mutatoare cu tiristoare Redresoarele comandate cu tiristoare întrunesc în comparaţie cu grupurile rotative urmãtoarele avantaje: - au constante de timp neglijabile datoritã lipsei elementelor cu inerţie mare; - permit comanda uşoarã şi precisã a tensiunii redresate atât ca valoare cât şi ca sens, având ca efect direct realizarea rapidã şi exactã a unor porniri, frânãri, reversãri sau reglãri automate a turaţiei motoarelor electrice de acţionare; - permit recuperarea energiei în perioada de frânare, prin funcţionarea mutatoarelor în regim de invertor; - prezintã siguranţã în funcţionare datoritã lipsei elementelor în mişcare respectiv a elementelor supuse uzurii dupã perioade îndelungate de funcţionare; - au randament ridicat, atât în perioadele de sarcinã cât şi în cele de mers în gol. Menţionãm faptul cã volumele de montaj ale tiristoarelor sunt sensibil mai reduse şi mai compacte decât ale convertizoarelor rotative, fiind dispuse exclusiv în dulapuri. Având la bazã elemente de putere redusã, care se combinã în serie şi în paralel pentru a asigura puterea solicitatã de acţionarea electricã, tiristoarele permit o eşalonare mai finã a treptelor de puteri disponibile, faţã de celelalte surse la care gama puterilor nominale pentru care sunt construite este redusã. Redresoarele comandate prezintã un dezavantaj important şi anume faptul cã produc şocuri de putere reactivã în reţeaua de curent alternativ, care în cazul unor reţele de putere redusã conduc la variaţii de tensiune mari şi impun utilizarea unor instalaţii suplimentare.


Ansamblul elementelor care împreunã cu tiristorul realizeazã conversia energiei de c.a. în energie de c.c. este denumit în continuare convertizor de tensiune. Convertizorul cuprinde în circuitele de forţã mutatoare care alimenteazã motorul electric de acţionare şi în partea de comandã elemente realizate, de regulã, cu componente electronice. În acţionãrile electrice reglabile cu tiristoare cel mai des utilizat este motorul de c.c. cu excitaţie independentã, fapt pentru care acesta este prezentat în toate instalaţiile analizate în continuare. 4.4.1. Motorul de c.c. cu excitaţie independentã alimentat de la mutatoare trifazate A. Mutator trifazat cu redresarea unei singure alternanţe La puteri mai mari de 4 ÷ 5 kw, instalaţiile monofazate nu mai corespund şi se apeleazã la cele trifazate. Iniţial, în figura 4.46, se prezintã o schemã de mutator trifazat fãrã diodã de liberã circulaţie, cu secundarul transformatorului trifazat conectat în stea, fapt care permite o mai uşoarã înţelegere a fenomenelor. S-a considerat cazul unui mecanism de ridicat deoarece trecerea de la funcţionarea în regim de redresor la cel de invertor se poate explica mai sugestiv. În serie cu înfãşurarea rotoricã a motorului se conecteazã o bobinã de inductivitate Ld ,foarte mare, pentru a mãri inerţia magneticã a circuitului rotoric şi a face ca ia sã fie practic constant, de valoare Ιa şi corespunzãtor, în continuare se va analiza numai regimul de curent neîntrerupt. În figura 4.46 s-au prezentat şi tensiunile secundare de fazã uA, uB, uC care formeazã un sistem trifazat simetric. Tiristoarele primesc succesiv impulsuri de aprindere la intervale regulate de 2π/3 radiani electrici, în succesiunea pA, pB, pC. Se analizeazã funcţionarea în regim de curent neîntrerupt a mutatorului şi maşinii electrice, considerând valorile unghiului de comandã α = 30°, 90°, 150°, pentru care sunt valabile figurile 4.46 a,b,c. Pentru α = 30°, în figura 4.46.a sunt prezentate momentele când intrã în conducţie tiristoarele pA, pB, pC. Când conduce tiristorul pA tensiunea ua la bornele maşinii electrice este egalã cu uA, apoi când conduce pB se obţine ua = uB, iar când conduce pC, ua = uC. În figurã variaţia în timp a tensiunii ua este indicatã cu linie îngroşatã. Tensiunea medie la bornele maşinii este Ua şi are acelaşi semn pozitiv ca şi curentul ia = Ιa, ceea ce corespunde absorbirii unei puteri electrice; maşina electricã funcţioneazã în regim de motor, dezvoltând un cuplu electromagnetic M şi o turaţie n de sensuri care corespund ridicãrii greutãţii G. Mutatorul funcţioneazã ca redresor. Presupunând pentru simplificarea problemelor, Ra ≅ 0 şi n = ct., rezultã cã tensiunea medie Ua trebuie sã fie egalã cu tensiunea electromotoare −Ue. Condiţia ariilor egale a curbelor ua = f(ωt) şi −Ue = Ua pe intervalul de timp cât conduce un tiristor este evidenţiatã, în figurã, prin haşuri pentru cazul când conduce pA.


Se presupune cã se mãreşte unghiul de comandã pânã la valoarea α = 900 (fig. 4.46b) Se constatã cã tensiunea ua la bornele maşinii electrice ara valoarea medie nulã, Ua = −Ue = 0, ceea ce înseamnã cã şi turaţia n devine nulã. Greutatea G nu se deplaseazã. Curentul rotoric Ιa are valoarea necesarã acoperirii cuplului rezistent, maşina dezvoltã cuplul electromagnetic M de acelaşi sens, care egaleazã cuplul rezistent al sarcinii. Puterea mecanicã dezvoltatã de maşinã este nulã cãci n = 0. Maşina electricã este la limita de funcţionare în regim de motor, dezvoltã cuplu dar turaţia a devenit nulã. Mãrind α > 90°, de exemplu 150° (fig. 4.46 c), tensiunea ua la bornele maşinii electrice are acum o valoare medie Ua negativã, deci şi tensiunea electromotoare trebuie sã aibã o valoare negativã, ceea ce se poate întâmpla numai dacã turaţia n a maşinii schimbã de sens în comparaţie cu cazul α = 30°. Maşina continuã sã fie strãbãtutã de curentul ia în acelaşi sens ca mai înainte, sens care coincide acum cu sensul tensiunii electromotoare Ue, deci: − U a − (− U e ) U e − U a Ia = = >0 Ra Ra Aceastã situaţie este posibilã numai în cazul acţionãrii mecanismelor cu sarcinã potenţialã, aşa cum este exemplul analizat.

Fig. 4.46. a) α = 300, b) α = 900, c) α= 1500


Deoarece în acest caz tensiunea medie redresatã este negativã, iar curentul pozitiv, puterea Pa = −UaΙa este negativã. Energia mecanicã înmagazinatã în masele aflate în mişcare, convertitã în energie electricã de maşina electricã, care funcţioneazã în regim de generator, este cedatã în reţea. Mutatorul funcţioneazã în acest caz în regim de invertor, iar maşina electricã în regim de frânare recuperativã. Corespunzãtor figurii 4.46 a, pentru regimul de curent neîntrerupt, s-a calculat tensiunea medie Ua la bornele maşinii electrice, considerând un α oarecare. Valoarea medie se calculeazã pentru un interval de 2π/3 radiani, între: π 2π π ωt = + α şi ωt = + +α 6 3 6 tensiunea având expresia u A = u a = U m sin ωt = 2U 2 sin ωt şi rezultã: Ua =

3 2π

2π π + +α 3 6

∫U

m

sin ωtd (ωt ) =

π +α 6

3U m   π  5π   + α  cos + α  − cos 2π   6  6  

din care: 3 3 (4.138) U m cos α = U d 0 cos α 2π În baza relaţiei (4.138) în figura 4.47,a, se prezintã caracteristica de comandã a mutatorului. Pentru α = 0 ÷ π/2, Ua > 0 şi maşina electricã funcţioneazã în regim de motor, iar mutatorul în regim de redresor. Pentru α = π/2…π, Ua < 0 şi se obţine regimul de generator, respectiv de invertor. Ua =

Fig. 4.47.


În figura 4.47 b s-au reprezentat caracteristicile mecanice ale instalaţiei studiate, pentru diferite valori ale unghiului α, evidenţiindu-se în primul cadran regimul de redresor-motor şi în al patrulea cadran al planului (n,M) regimul de generator-invertor. În figura 4.47 b în cazul curentului neîntrerupt caracteristicile mecanice n = f(M) sunt trasate paralel cu abscisa, în realitate caracteristicile sunt uşor cãzãtoare din cauza rezistenţei nenule a înfãşurãrii rotorice. În baza schemei analizate, în figura 4.48 sunt prezentate schemele electrice de principiu ale mutatoarelor reversibile cu redresarea unei singure alternanţe realizate în montaj antiparalel, respectiv în montaj în opoziţie.

Fig. 4.48. a) montaj în cruce; b) montaj în antiparalel B. Mutator trifazat cu redresarea ambelor alternanţe O astfel de instalaţie a cãrei schemã de principiu este prezentatã în figura 4.49.a este cunoscutã sub denumirea de punte trifazatã. Ea necesitã şase tiristoare şi se utilizeazã pentru puteri relativ importante. Tiristoarele primesc impulsuri de aprindere la intervale de π/3 radiani electrice, în urmãtoarea succesiune: p1, p2, p3, p4, p5, p6 conform schemei din figura 4.49 b. În conducţie simultanã se aflã totdeauna un tiristor din grupul din stânga (P) şi unul din grupul din dreapta (N) şi desigur de pe faze diferite, aşa cum se ilustreazã în figura 4.49.b. De exemplu, în figura 4.49.a conduc simultan tiristoarele p1 şi p6. Tensiunea ua la bornele motorului este egalã cu tensiunea secundarã de linie uAB = uA- uB pânã în momentul când se aprinde tiristorul urmãtor şi anume p2, dacã curentul este neîntrerupt. Din acest moment, tensiunea uAC =uA- uC fiind mai mare, curentul se va stabili prin tiristoarele p1 şi p2. Tensiunea ua devine egalã cu uAC. Dupã aceasta se aprinde tiristorul p3 care preia curentul de la tiristorul p1 din


aceeaşi grupã, tensiunea ua va fi egalã cu uBC, curentul stabilindu-se prin tiristoarele p3 şi p2 etc. În figura 4.49.b s-a considerat cã unghiul de întârziere la aprindere α=45°. Pentru tiristorul p1 s-a evidenţiat momentul când α = 0 (punctul A), care coincide cu momentul când tensiunea uAB devine mai mare decât celelalte tensiuni de linie. Acest moment se considerã drept referinţã a întârzierii la aprindere a tiristorului p1. Puntea trifazatã permite obţinerea unei tensiuni redresate cu şase pulsuri pe o perioadã, pulsuri de o amplitudine mai redusã. Printr-o fazã secundarã, de exemplu A, curentul trece într-un sens cât timp este în conducţie tiristorul p1 şi în sens invers atât timp cât conduce tiristirul p4. Rezultã cã acest curent nu are componentã continuã, ceea ce reprezintã un avantaj esenţial, puterea transformatorului fiind mai eficient utilizatã.

Fig. 4.49. a) schema electricã; b) variaţia în timp a tensiunii redresate Instalaţia trifazatã în punte poate funcţiona şi în regim de invertor pentru α > 90°. De asemenea, ea se preteazã la combinaţia antiparalel sau în cruce pentru a se obţine o instalaţie care poate funcţiona în toate cele patru cadrane ale planului (n,M) aşa cum se aratã în figura 4.50 şi respectiv 4.51.


Fig.4.50.

Fig.4.51. 4.5. Sisteme de acţionare cu motoare de curent continuu alimentate prin variatoare de tensiune continuã Variatorul de tensiune continuã, chopperul, este un convertor electronic care transformã o tensiune continuã aplicatã la intrare în impulsuri dreptunghiulare de tensiune la ieşire cu ajutorul unui comutator static (CS), simbolizat funcţional, în figura 4.52 printr-un întreruptor. Comutatorul static (CS) este un întreruptor electronic care poate conecta (amorsare) şi deconecta (blocare) din comandã electronicã tensiunea de alimentare (fig. 4.52 a). Comutatorul static iniţial s-a realizat dintr-un tiristor principal cu circuit de stingere, care are posibilitatea întreruperii curentului în domenii foarte largi. Mai târziu s-au realizat tranzistoare de putere care au preluat funcţia unui CS în aplicaţiile cu variatoare de tensiune continuã. În ultimii ani au apãrut şi tiristoarele cu posibilitate de blocare din comandã, adicã cu revenire pe poartã (GTO-gate turn-off thyristor). Cele douã tipuri de dispozitive – tranzistorul de putere şi tiristorul cu revenire pe poartã – realizeazã, deocamdatã, domenii mai înguste din punct de vedere al tensiunii şi puterii. Comutatorul static CS se comandã atât la amorsare cât şi la blocare. În general aceste variatoare se realizeazãcu tiristoare şi necesitã mijloace auxiliare de stingere, deoarece nu se dispune de puterea reactivã din exteriorul convertorului pentru realizarea comutaţiei. În acest fel comutaţia curentului trebuie forţatã, iar circuitele care realizeazã aceastã comutaţie se numesc convertoare cu comutaţie forţatã.


Fig. 4.52. Schema de principiu a variatorului de tensiune continuã pentru alimentarea unui motor de c.c. este prezentatã în figura 4.52 a. S-a notat cu LS = La+ LB, unde LB este inductivitatea bobinei de netezire. Valoarea medie a tensiunii de ieşire se poate modifica între 0 şi valoarea tensiunii de alimentare, dând astfel posibilitatea sã se efectueze reglajul prin tensiune al motoarelor de curent continuu. Când comutatorul static CS este închis, motorul este alimentat la tensiunea de alimentare U şi absoarbe curentul ia= i. Când CS este deschis, motorul este deconectat de la tensiunea de alimentare, iar curentul prin motor se închide prin dioda de fugã D0 datoritã tensiunii de autoinducţie, deci ia= iD0. Pentru a asigura continuitatea curentului prin motor este necesar ca perioada de comandã a comutatorului static CS, notatã cu T, sã fie mult mai micã decât constanta de timp electromagneticã a motorului Te. În acest fel motorul de c.c. este alimentat cu tensiunea medie: T

Ua =

TC

T

T 1 1 1 u a (t )dt = Udt + 0dt = c U = εU , (0 < ε < 1); T 0 T 0 TT T

∫

∫

∫

(4.139)

C

în care Tc este durata de conectare a comutatorului static CS, iar T perioada de comandã. Raportul Tc/T = ε se numeşte duratã relativã de conectare şi este un parametru care reprezintã mãrimea de comandã a variatorului. Cu ajutorul comutatorului static CS se poate comanda atât timpul de conectare (TC) cât şi de deconectare Tp = (T -TC) a tensiunii Ua la sarcinã. Reglarea puterii sarcinii poate fi realizatã din comanda variatorului care va lucra în regim de comutaţie. Existã trei posibiliţãţi de comandã prezentate în figura 4.53: a) Variaţia duratei de conectare Tc, menţinând perioada de comandã T (adicã frecvenţa) constantã (fig. 4.53.a). Acest mod de reglaj se mai numeşte şi modulaţie pe lãţime utilizând prescurtarea PWM (Pulse Width Modulation) respectiv modulaţia duratei de conectare PDM (Pulse Duration Modulation). Lãţimea impulsului de tensiune poate fi variatã prin modificarea momentului


de conectare, a momentului de deconectare sau a ambelor. Avantajele prezentate de acest mod de reglare se datoresc în primul rând frecvenţei constante de lucru în care caz netezirea curentului sarcinii poate fi realizatã în mod optim. Dezavantajul reglajului T = ct. se datoreşte limitelor de funcţionare ale variatorului, care reduc domeniul de reglaj. b) Variaţia perioadei de comandã (a frecvenţei), menţinând constantă durata de conectare (Tc) sau durata de deconectare (T - Tc) conform figurii 4.53.b. Acest mod de reglaj mai este denumit şi modulaţie de frecvenţã, prescurtat PFM (Pulse Frequency Modulation). Mai frecvent se utilizeazã varianta Tc = ct., în care caz puterea sarcinii se regleazã prin modificare numãrului de impulsuri pe o unitate de timp. Datoritã variaţiei frecvenţei de comandã, netezirea curentului sarcinii este mai problematicã. Schemele de variatoare cu stingere de la condensator sunt mai simple în cazul de faţã (de obicei conţinând un singur tiristor), decât în cazul T = const. Un alt avantaj este cã în general pot realiza domenii mai largi de comandã, decât în cazul precedent. Pentru a reduce dezavantajele menţionate, cele douã moduri de reglaj pot fi combinate. În aceastã categorie intrã varianta urmãtoare.

a)

b)


c) Fig. 4.53. a) variaţia duratei de comandã la frecvenţã constantã; b) variaţia frecvenţei la duratã de conectare respectiv deconectare constantã; c) variaţia curentului între douã limite fixate. c) Comanda bipoziţionalã de curent, adicã reglarea între douã limite a curentului sarcinii, în care caz atât durata de conectare (Tc), cât şi frecvenţa (f = 1/T) variazã (fig. 4.53.c). Un astfel de sistem de reglaj necesitã utilizarea unui regulator automat bipoziţional de curent. Deoarece momentul de conectare şi deconectare a tensiunii depinde nu numai de nivelul curentului (Imed) şi pulsaţia acestuia (∆I) ci şi de constanta de timp (τ = L/R) a circuitului sarcinii, durata şi frecvenţa de conectare practic sunt necontrolate, ceea ce explicã denumirea utilizatã în limba englezã (Random Swithching Regulator). Un astfel de reglaj prezintã avantajul unei pulsaţii constante a curentului. Variatoarele de tensiune continuã pot fi clasificate dupã cadranele în care lucreazã. Dacã sarcina este pasivã, poate fi realizat doar un singur sens de transmisie a energiei (de la sursa Ua la sarcinã). În majoritatea cazurilor sarcina este o maşinã de c.c. care poate avea douã regimuri, de motor respectiv de generator. În regimul de generator sensul de transmisie a energiei se inverseazã, astfel variatorul trebuie sã realizeze douã cadrane. Pentru a realiza ambele sensuri de rotaţie şi ambele regimuri de funcţionare ale maşinii de c.c.. este necesar un variator de tensiune de patru cadrane. De obicei variatoarele de mai multe cadrane sunt compuse constructiv din atâtea comutatoare statice (CS-uri), câte cadrane trebuie realizate. 4.5.1. Variatorul de tensiune continuã de douã cadrane Regimul de douã cadrane al sistemului de acţionare cu motor de c.c. alimentat prin chopper se poate realiza pe douã cãi:


• prin inversarea sensului curentului şi menţinerea polaritãţii tensiunii neschimbate; • prin inversarea polaritãţii tensiunii pe indus şi menţinerea neschimbatã a sensului curentului. În primul caz sistemul poate funcţiona în cadranele I şi II. Schema de principiu pentru regimul de douã cadrane (I şi II) este prezentatã în figura 4.54.a. Funcţionarea în cadranul I este asiguratã prin comanda comutatorului static CS1 şi a diodei D1 având rol de diodã de descãrcare. Acest caz fiind deja cunoscut se trece la funcţionarea în cadranul II. Pentru aceasta se blocheazã CS1 şi se comandã CS2. Motorul intrã în regim de frânare prin recuperare, explicaţia fenomenului fiind urmãtoarea: când CS2 aste închis, indusul fiind scurtcircuitat, curentul ia va creşte cu o pantã determinatã de t.e.m. şi inductivitatea maşinii.

Fig. 4.54. Odatã cu aceasta creşte şi cuplul de frânare, altfel spus energia cineticã a maselor se transformã în energie magneticã. La deschiderea lui CS2 t.e.m. a maşinii împreunã cu tensiunea de autoinducţie vor deschide dioda D2 şi curentul ia va circula spre sursã. Deci, energia mecanicã transformatã în energie magneticã va fi transmisã sub formã de energie electricã în baterie. Formele curenţilor sunt prezentate în figura 4.54 c. În cazul în care sursa nu permite trecerea curentului invers (funcţionare ca redresor) aceasta trebuie deconectatã şi înlocuitã cu o rezistenţã. În acest caz este vorba de o frânare dinamicã întrucât energia magneticã acumulatã în inductanţã datoritã energiei mecanice se transformã în cãldurã prin rezistenţa introdusã. Conform celei de a doua metode se poate asigura un regim de funcţionare în cadranele I şi IV. Schema de principiu pentru regimul de douã cadrane cu inversarea polaritãţii tensiunii este reprezentatã în figura 4.55 a şi b. Motorul este alimentat prin douã comutatoare statice CS1, CS2, montate în serie şi comandate simultan. Când CS1 şi CS2 sunt închise, tensiunea pe indus este egalã cu +U şi curentul este absorbit din baterie. La blocarea lui CS1 şi CS2, tensiunea de autoinducţie deschide diodele D1, D2 şi curentul din indus se descarcã prin sursã (fig. 4.55 a) În acest caz, tensiunea pe indus are valoarea –U. Prin


modificarea duratei relative de conectare a comutatoarelor statice se obţine o valoare medie Ua reglabilã între +U şi –U, dupã cum urmeazã: TC

T

1 1 Ua = − Udt − Udt = (2ε − 1)U T 0 TT

∫

∫

(4.140)

C

în care ε este durata relativã de conectare.

Fig. 4.55. Modificând ε între 0 şi 1, se obţine caracteristica de comandã a variatorului de tensiune (4.55 b). Examinând forma caracteristicii de comandã se remarcã analogia cu caracteristica de comandã a redresorului cu tiristoare. Pentru 0 > ε > 1/2, U > 0 şi motorul funcţioneazã în cadranul I. Pentru 1/2 > ε > 1, U < 0 şi motorul funcţioneazã în cadranul IV în regim de frânare cu recuperare. Rãmân valabile şi aici consideraţiile legate de cazul când sursa nu permite curent invers. 4.5.2. Variatoare de tensiune continuã de patru cadrane Regimul de patru cadrane al sistemului de acţionare cu motor de c.c. alimentat prin chopper este posibil dacã se conecteazã în antiparalel douã choppere de douã cadrane. Fiecare chopper de douã cadrane este cu inversarea polaritãţii tensiunii şi menţinerea neschimbatã a sensului curentului. În figura 4.56 a este prezentatã schema de principiu pentru regimul de patru cadrane.


Fig. 4.56. Comutatoarele statice CS1 şi CS3 comandate simultan formeazã chopperul pentru sensul pozitiv al curentului prin motor (cadranele I, IV), iar CS2 şi CS4 comandate şi ele simultan formeazã chopperul pentru sensul negativ al curentului prin motor (cadranele III, II). Sensul curenţilor indicat în figurile 4.56 b şi c corespunzãtor funcţionãrii celor douã choppere se intuieşte uşor cunoscând regimul de douã cadrane descris anterior. Chopperul pozitiv (CS1, D1, CS3, D3) creeazã o tensiune medie: U a13 = (2ε13 − 1)U

(4.141)

iar chopperul complementar (CS2, D2, CS4, D4), fiind montat în antiparalel, va da o tensiune:


U a 24 = (2ε 24 − 1)U

(4.142)

Evident cã cele douã choppere vor funcţiona exclusiv, existând din acest punct de vedere analogia cu funcţionarea motorului de c.c. alimentat prin redresor de patru cadrane fãrã curent de circulaţie. Caracteristicile externe ale chopperului de patru cadrane sunt reprezentate în figura 4.56 d pentru valori ale duratelor relative de conectare ε13 şi ε24 cuprinse între 0 şi 1. Pentru inversarea mişcãrii, se blocheazã chopperul pozitiv care funcţioneazã la ε13 > 1/2 şi se comutã curentul pe chopperul negativ la ε24 < 1/2, asigurând în acest fel regimul de frânare cu recuperare al motorului. În continuare ε24 este adus treptat la o valoare mai mare ca 1/2 şi motorul îşi inverseazã sensul de rotaţie ajungând în cadranul III. Pentru a asigura continuitatea curentului de reversare este necesar ca cele douã choppere sã fie comandate astfel încât tensiunile lor sã fie opuse, adicã Ua13= - Ua24. Înlocuind expresiile (4.141)şi (4.142)în relaţia de mai sus, rezultã legea de comandã a chopperului de patru cadrane ε13 + ε24 = 1, relaţie care poate fi interpretatã în acelaşi mod ca aceea de la redresoarele de patru cadrane (α1 + α2 = 180°). Concluzie Motoarele electrice de curent continuu, utilizate în domeniul naval, sunt în general alimentate de la următoarele tipuri de surse: a) Generatoare de curent continuu antrenate cu turaţie constantă de motoare asincrone cu rotorul în scurtcircuit, motoare Diesel etc. Reglarea tensiunii de alimentare a motorului se face prin modificarea curentului de oscilaţie al generatorului. Acest sistem este numit grup generator-motor sau grup Ward-Leonard; b) Amplificatoare magnetice alimentate de la reţeaua de curent alternativ. amplificatoarele magnetice, în acest caz, sunt cu ieşirea în curent continuu, realizând şi funcţia de redresare; c) Redresoare comandate cu tiristoare, reglarea tensiunii realizându-se prin comanda unghiului de aprindere al tiristoarelor; d) Variatoare de tensiune continuă (choppere). Reglarea tensiunii se face prin comanda prin impulsuri a unui contactor static alimentat de la o sursă de tensiune constantă. Sursele de tensiune variabilă enumerate pot servi atât la comanda pe indus, cât şi pe excitaţie a motorului de curent continuu, adică la modificarea vitezei la cuplu constant sau putere constantă. În acşionările electrice navale de curent continuu cu tensiune reglabilă metodele cele mai utilizate sunt a şi c, motiv pentru care s-a insistat asupra lor în acest capitol, fără a exclude posibilitatea utilizării şi a celorlalte metode.


.


Acţionarea electrică a instalaţiilor de ancorare - acostare 5.1. Rolul şi elementele principale ale instalaţiilor de ancorare Instalaţia de ancorare are rolul de a asigura staţionarea sigură a navei în diferite condiţii. La staţionarea navei în rade deschise sau închise, aceasta este supusă acţiunii forţei datorate vântului, forţei datorate curenţilor marini şi forţei datorate valurilor. Pentru a asigura menţinerea navei pe loc în aceste condiţii este necesar ca să fie legată de sol cu o legătură flexibilă care să-i permită deplasări în jurul unui punct fix. Legarea navei de sol se face cu ajutorul lanţului de ancoră şi al ancorei. Instalaţia de ancorare se compune din următoarele elemente principale: ancore, lanţuri pentru ancore, mecanisme de transmisie, cabestan sau vinci, motor electric de execuţie şi sistemul de comandă. În figura 5.1. este prezentată dispunerea generală a instalaţiei de ancorare. Lanţul ancorei are un capăt legat de ancoră (1), iar celălalt capăt este legat de corpul navei printr-o cheie de împreunare. El se dispune de la ancoră prin nara (3), stopa (4) care susţine ancora şi lanţul, barbotina cabestanului (5), nara în punte (6) şi puţul lanţului (7). Cabestanul este pus în mişcare de motorul electric (8) prin intermediul transmisiei (9). Între motorul electric şi mecanismul de transmisie se montează frâna electromagnetică (10). Instalaţia de comandă a motorului electric se compune din: controlerul (11), tabloul cu contactoare şi relee (12) şi cutia cu rezistenţe de pornire şi reglaj (13). Ancorele care se folosesc frecvent sunt de două tipuri: ancore tip amiralitate şi ancore cu braţ articulat. Ancora tip amiralitate are mai mare putere de susţinere, însă se preferă de obicei celălalt tip de ancoră care are gabarite mai mici, se dispune şi se strânge mai uşor. Ca mecanisme pentru coborârea şi ridicarea ancorelor se folosesc cabestanele sau vinciurile. Cabestanele au axa barbotinei situată vertical şi întregul mecanism de transmisie dispus sub puntea principală, iar vinciurile, spre deosebire de cabestane, au axa orizontală şi transmisia mecanică dispusă pe punte. Lanţul se aşează pe barbotină care are la periferie locaşuri în care intră complet o verigă a lanţului, astfel ca la rotirea acesteia lanţul să fie tras la bord. Tamburul de manevră este destinat pentru strângerea parâmelor de legare. El are o formă concavă, pentru ca parâma care se strânge să nu cadă de pe el. Pe suprafaţa tamburului de manevră există o serie de proeminenţe, numite nervuri, pentru ca parâma să se aşeze cât mai strâns pe acesta.

215


Fig. 5.1. Dispunerea generală a instalaţiei de ancorare În figura 5.2. este prezentată schema cinematică a cabestanului de ancoră.

Fig 5.2. Schema cinematică a cabestanului de ancoră 1 - motor electric; 2 - transmisie melc - roată melcată; 3 - ax; 4 - barbotină; 5 - discuri de fricţiune; 6 - tambur de manevră; 7 - frână electromagnetică. Barbotina şi tamburul de acostare sunt cuplate cu axul (3) al cabestanului prin discurile de fricţiune (5). Forţele de frecare şi deci cuplurile transmise prin fricţiune axului cabestanului se reglează cu ajutorul resorturilor, astfel încât să se evite aplicarea unor suprasarcini extreme la axul motorului electric de acţionare a cabestanului. Când forţa de apăsare pe discuri, creată prin tensionarea unor resorturi acţionate printr-un sistem mecanic de o roată, este nulă, tamburul de manevră şi barbotina se mişcă liber faţă de ax. Această manevră se execută la fundarisirea ancorei, când sub acţiunea greutăţii proprii ancora se filează rotind barbotina şi tamburul în gol.

216


Pentru ridicarea ancorei se presează discurile (5) şi barbotina va fi cuplată prin fricţiune cu axul (3).Motorul electric de execuţie (1) roteşte axul (3) şi împreună cu acesta se va roti barbotina (4), virând lanţul ancorei la bordul navei. În figura 5.3. este reprezentată schema cinematică a unui vinci de ancoră.

Fig. 5.3. Schema cinematică a vinciului de ancoră 1 - tamburul de manevră; 2 - barbotina; 3 - manşon de cuplare; 4 - roată dinţată; 5 - transmisie melc - roată melcată; 6 - frână electromagnetică; 7 - motor electric; 8 - ax. Cuplul motorului electric se transmite prin transmisia melc - roată melcată (5), roţilor dinţate (4) şi axului (8). Axul (8) este cuplat printr-o legătură mecanică mobilă cu barbotinele (2). Legătura mobilă se realizează cu manşoanele de cuplare cu came (3), care se pot deplasa axial de-a lungul unor pene realizând cuplarea şi decuplarea barbotinelor (2) de axul (8). Cu ajutorul vinciului de ancoră se pot vira în acelaşi timp una sau două ancore. Aspectul general al unui vinci de ancoră este prezentat în figura 5.4.

Fig. 5.4. Aspectul general al vinciului de ancoră Frâna electromagnetică prevăzută în schemele cinematice execută frânarea mecanică a axului motorului electric în absenţa alimentării cu energie electrică. Atunci când electromagnetul frânei este alimentat se realizează deblocarea axului motorului electric. Frânele electromagnetice pot fi cu bandă sau saboţi. În prezent cunoaşte o largă utilizare frâna disc înglobată în construcţia motorului electric destinat pentru acţionarea vinciurilor sau cabestanelor.

217


În figura 5.5. se prezintă elementele componente ale frânei disc. Prin bucşa (1) se fixează pe axul motorului electric (2) discul (3) care se roteşte împreună cu acesta. Sistemul de prindere al discului (3) îi permite să se deplaseze axial. Pe ambele feţe ale discului este fixat cu nituri materialul de fricţiune (4). Discul este închis într-o carcasă turnată (5) fixată pe scutul motorului electric şi care face corp comun cu partea fixă a electromagnetului. Electromagnetul este format din corpul turnat (6), bobina (7) şi armătura mobilă cu disc (8). În situaţia în care bobina frânei nu este alimentată, armătura mobilă (8) sub acţiunea resortului (9) presează discul mobil (4) între carcasa (5) şi discul (8), realizând frânarea mecanică a axului motorului electric . La alimentarea motorului electric se alimentează concomitent şi bobina frânei electromagnetice. Armătura mobilă (8) este atrasă învingând acţiunea resortului (9) şi prin aceasta axul motorului electric este eliberat de acţiunea frânei Fig. 5.5. Frâna disc mecanice.

5.2 Prevederile societăţilor de clasificare 5.2.1. Instalaţia de ancorare Orice navă trebuie să aibă un echipament de ancorare. Pentru navele cu propulsie, cu excepţia navelor de pescuit, echipamentul de ancorare se alege din tabelul 5.1., iar pentru navele de pescuit propulsate din tabelul 5.2. în funcţie de caracteristica de dotare a navei. Caracteristica de dotare, Na, pentru nave, se calculează în modul următor:

Na = ∇ 2 3 + 2 B ⋅ h + 0 ,1 A

(5.1)

în care: ∇ - deplasamentul volumetric al pescajului corespunzător liniei de încărcare de vară [m3]; B - lăţimea navei [m]; h - înălţimea de la linia de încărcare de vară până la faţa superioară a învelişului punţii celui mai înalt ruf, care se calculează în modul următor:

h = a + ∑ hi [m ]

218


(5.2)

în care: a - distanţa măsurată pe verticală, la secţiunea maestră, de la linia de încărcare până la faţa superioară a învelişului punţii superioare [m]; hi - înălţimea în plan diametral, a fiecărui nivel al suprastructurii sau rufului cu o lăţime mai mare de 0,25B [m]; Dacă la navă sunt două sau mai multe suprastructuri, în calcul se va lua numai cea mai înaltă. A - suprafaţa velică în limitele lungimii navei considerată de la linia de încărcare [m2]. La determinarea valorii A se va ţine seama numai de suprafaţa velică a corpului, suprastructurilor şi rufurilor având lăţimea mai mare de 0,25B. Alegerea echipamentului de ancorare conform tabelului 5.1. şi tabelului 5.2. corespunde pentru nave cu regiunea de navigaţie 1. Pentru alte nave cu regiunea de navigaţie 2 sau 3 la alegerea echipamentului de ancorare caracteristica de dotare se micşorează cu: 15% pentru nave cu regiunea de navigaţie 2; 25% pentru nave cu regiunea de navigaţie 3. Regiunile de navigaţie pentru care se construiesc navele, se clasifică astfel: 0 - nave destinate navigaţiei maritime nelimitate; 1 - nave destinate navigaţiei în mări deschise, în larg, la distanţe faţă de locurile de adăpost sub 200Mm sau pe parcursuri în care distanţele dintre aceste locuri sunt sub 400 Mm; 2 - nave destinate navigaţiei în mări deschise, în larg, la distanţe faţă de locurile de adăpost sub 50Mm, sau pe parcursuri în care distanţele dintre aceste locuri sunt sub 100 Mm; 3 - nave destinate navigaţiei maritime costiere sau în golfuri. În funcţie de caracteristicile mecanice ale oţelurilor din care se execută lanţurile de ancoră acestea sunt de trei tipuri corespunzătoare a trei categorii de oţeluri: tip 1 - oţel categorie 1 cu Rm = 305 ÷ 490 N/mm2; tip 2 - oţel categorie 2 cu Rm = 490 N/mm2; tip 3 - oţel categorie 3 cu Rm = 690 N/mm2 în care Rm reprezintă rezistenţa la rupere a materialului. Lanţurile de ancoră se alcătuiesc din chei de lanţ. Cheile sunt îmbinate între ele cu ajutorul zalelor de împreunare (Kenter). După poziţia pe care o ocupă în lanţ, cheile de lanţ se împart în: - cheie de lanţ de ancoră, care se prinde de ancoră; - chei de lanţ intermediare; - cheie de lanţ de capăt, care se fixează la dispozitivul de declanşare a lanţului. Cheile de lanţ intermediare au lungimea cuprinsă între 25m şi 27,5m numărul zalelor fiind întotdeauna impar.

219


Pentru fundarisirea şi virarea ancorelor principale, având masa mai mare de 35kg, precum şi pentru asigurarea ancorajului se instalează pe puntea navei, la prova, mecanismul de ancorare. Puterea motorului de acţionare a mecanismului de ancorare trebuie să asigure tragerea neîntreruptă timp de 30 minute a unui lanţ de ancoră împreună cu ancora, cu o viteză de cel puţin 9m/min şi cu o forţă de tracţiune la barbotină F1 cel puţin egală cu cea determinată cu formula:

F1 = 9, 8 ⋅ a ⋅ d 2 [ N ] unde:

( 5.3.)

a = 3,75 pentru lanţuri de categoria 1; a = 4,25 pentru lanţuri de categoria 2; a = 4,75 pentru lanţuri de categoria 3; d - diametrul (calibrul) lanţului în [mm].

Pentru navele de aprovizionare forţa de tracţiune la barbotină P2 nu trebuie să fie mai mică decât cea determinată cu formula:

F2 = 11, 1 ( q ⋅ H + M ) [ N ]

(5.4.)

în care: q - masa unui metru liniar de lanţ de ancoră [kg/m]; H - adâncimea de ancorare [m], dar nu mai puţin de: - 200m pentru nave cu caracteristica de dotare până la 720; - 250m pentru nave cu caracteristica de dotare mai mare de 720; M -masa ancorei [kg].

220


Tabelul 5.1. Lanţul sau cablul de oţel Ancore principale Parâma de remorcă Parâma de legare pentru ancorare Calibrul de curent masa masa lungimea forţa totală de lungime sarcina forţa totală de mai num fiecărei ancorei totală a lungim lungim rupere pt. numă a nu mai mare tip 1 tip 2 tip 3 de rupere a parâmei mare ăr ancore de două e e parâme de oţel r fiecărei rupere de oţel curent lanţuri parâme kg kg m mm mm mm m kN m kN m kN 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 10 15 2 35 110 2 30 29 15 20 2 50 137,5 * 2 30 29 20 25 2 65 165 2 40 29 25 30 2 80 165 11 2 50 29 30 40 2 105 35 192,5 11 55 55 120 65 2 50 29 40 50 2 135 45 192,5 12,5 70 60 150 81 2 50 29 50 70 2 180 60 220 14 125 80 65 180 98 3 80 31 70 90 2 240 80 220 16 14 85 74 180 98 3 100 37 90 110 2 300 100 247,5 17,5 16 85 81 180 98 3 110 39 110 130 2 360 120 247,5 19 17,5 90 89 180 98 3 110 44 130 150 2 420 140 275 20,5 17,5 90 98 180 98 3 120 49 150 175 2 480 165 275 22 19 90 108 180 98 3 120 54 Caracteristica de dotare Na

Lanţuri pentru ancorele principale

221


Lanţul sau cablul de oţel Ancore principale Parâma de remorcă Parâma de legare pentru ancorare Calibrul de curent masa masa lungimea forţa totală de lungime sarcina forţa totală de mai num fiecărei ancorei totală a lungim lungim rupere pt. numă a nu mai mare tip 1 tip 2 tip 3 de rupere a parâmei mare ăr ancore de două e e parâme de oţel r fiecărei rupere de oţel curent lanţuri parâme kg kg m mm mm mm m kN m kN m kN 175 205 2 570 190 302,5 24 20,5 90 118 180 112 3 120 59 205 240 3 660 302,5 26 22 20,5 180 129 4 140 64 240 280 3 780 330 28 24 22 180 150 4 120 69 280 320 3 900 357,5 30 26 24 180 174 4 140 74 320 360 3 1020 357,5 32 28 24 180 207 4 140 78 360 400 3 1140 385 34 30 26 180 224 4 140 88 400 450 3 1290 385 36 32 28 180 250 4 140 98 450 500 3 1440 412,5 38 34 30 180 276 4 140 108 500 550 3 1590 412,5 40 34 30 190 306 4 160 123 550 600 3 1740 440 42 36 32 190 338 4 160 132 600 660 3 1920 440 44 38 34 190 371 4 160 145 660 720 3 2100 440 46 40 36 190 406 4 160 157 720 780 3 2280 467,5 48 42 36 190 441 4 170 172 780 840 3 2460 467,5 50 44 38 190 480 4 170 186 840 910 3 2840 467,5 52 46 40 190 518 4 170 203 Caracteristica de dotare Na


222


Lanţul sau cablul de oţel Ancore principale Parâma de remorcă Parâma de legare pentru ancorare Calibrul de curent masa masa lungimea forţa totală de lungime sarcina forţa totală de num fiecărei ancorei totală a lungim lungim rupere pt. numă a nu mai mare tip 1 tip 2 tip 3 de rupere a parâmei ăr ancore de două e e parâme de oţel r fiecărei rupere de oţel curent lanţuri parâme kg kg m mm mm mm m kN m kN m kN 980 3 2850 495 54 48 42 190 559 4 170 216 1060 3 3060 495 56 50 44 200 604 4 180 230 1140 3 3300 495 58 50 46 200 647 4 180 250 1220 3 3540 522,5 60 52 46 200 691 4 180 270 1300 3 3780 522,5 62 54 48 200 738 4 180 284 1390 3 4050 522,5 64 56 50 200 786 4 180 309 1480 3 4320 550 66 58 50 200 836 4 180 324 1570 3 4500 550 68 60 52 220 888 5 190 324 1670 3 4800 550 70 62 54 220 941 5 190 333 1790 3 5250 577,5 73 64 56 220 1024 5 190 369 1930 3 5610 577,5 76 66 58 220 1109 5 190 378 2080 3 6000 577,5 78 68 60 220 1168 5 190 402 2230 3 6450 605 81 70 62 240 1250 5 200 422

Caracteristica de dotare Na mai mare

910 980 1060 1140 1220 1300 1390 1480 1570 1670 1790 1930 2080


223


Lanţul sau cablul de oţel Ancore principale Parâma de remorcă Parâma de legare pentru ancorare Calibrul de curent masa masa lungimea forţa totală de lungime sarcina forţa totală de num fiecărei ancorei totală a lungim lungim rupere pt. numă a nu mai mare tip 1 tip 2 tip 3 de rupere a parâmei ăr ancore de două e e parâme de oţel r fiecărei rupere de oţel curent lanţuri parâme kg kg m mm mm mm m kN m kN m kN 2380 3 6900 605 84 73 64 240 1356 5 200 451 2530 3 7350 605 87 76 66 240 1453 5 200 480 2700 3 7800 632,5 90 78 68 260 1471 6 200 480 2870 3 8300 632,5 92 81 70 260 1471 6 200 490 3040 3 8700 632,5 95 84 73 260 1471 6 200 500 3210 3 9300 660 97 84 76 280 1471 6 200 520 3400 3 9900 660 100 87 78 280 1471 6 200 554 3600 3 10500 660 102 90 78 280 1471 6 200 588 3800 3 11100 687,5 105 92 81 300 1471 6 200 618 4000 3 11700 687,5 107 95 84 300 1471 6 200 647 4200 3 12300 687,5 111 97 87 300 1471 7 200 647 4400 3 12900 715 114 100 87 300 1471 7 200 657 4600 3 13500 715 117 102 90 300 1471 7 200 667


2230 2380 2530 2700 2870 3040 3210 3400 3600 3800 4000 4200 4400


224


Lanţul sau cablul de oţel Ancore principale Parâma de remorcă Parâma de legare pentru ancorare Calibrul de curent masa masa lungimea forţa totală de lungime sarcina forţa totală de num fiecărei ancorei totală a lungim lungim rupere pt. numă a nu mai mare tip 1 tip 2 tip 3 de rupere a parâmei ăr ancore de două e e parâme de oţel r fiecărei rupere de oţel curent lanţuri parâme kg kg m mm mm mm m kN m kN m kN 4800 3 14100 715 120 105 92 300 1471 7 200 677 5000 3 14700 742,5 122 107 95 300 1471 7 200 686 5200 3 15700 742,5 124 111 97 300 1471 8 200 686 5500 3 16500 742,5 127 111 97 300 1471 8 200 696 5800 3 16900 742,5 130 114 100 300 1471 8 200 706 6100 3 17800 742,5 132 117 102 300 1471 9 200 706 6500 3 18800 742,5 - 120 107 9 200 716 6900 3 20000 770 - 124 111 La navele 9 200 726 cu lungimea 7400 3 21500 770 - 127 114 10 200 726 mai mare 7900 3 23000 770 - 132 117 11 200 726 de 180m 8400 3 24500 770 - 137 122 11 200 736 poate să nu 8600 3 26000 770 - 142 127 12 200 736 fie prevăzută 9400 3 27500 770 - 147 132 13 200 736


4600 4800 5000 5200 5500 5800 6100 6500 6900 7400 7900 8400 8900


225


Lanţul sau cablul de oţel Ancore principale Parâma de remorcă Parâma de legare pentru ancorare Calibrul de curent masa masa lungimea forţa totală de lungime sarcina forţa totală de mai num fiecărei ancorei totală a lungim lungim rupere pt. numă a nu mai mare tip 1 tip 2 tip 3 de rupere a parâmei mare ăr ancore de două e e parâme de oţel r fiecărei rupere de oţel curent lanţuri parâme kg kg m mm mm mm m kN m kN m kN 9400 10000 3 29000 770 - 152 132 parâma de 14 200 736 remorcă 10000 10700 3 31000 770 - 137 15 200 736 10700 11500 3 33000 770 - 142 16 200 736 11500 12400 3 35500 770 - 147 17 200 736 12400 13400 3 38500 770 - 152 18 200 736 13400 14600 3 42000 770 - 157 19 200 736 14600 16000 3 46000 770 - 162 21 200 736 Notă: - tip 1 = lanţ din oţel categoria 1; - tip 2 = lanţ din oţel categoria 2; - tip 3 = lanţ din oţel categoria 3; * poate fi utilizat lanţ sau cablu de oţel, sarcina de rupere a lanţului sau cablului poate fi de cel puţin 44kN Caracteristica de dotare Na


226


Tabelul 5.2 Caracteristica de dotare Na

mai mare

1 10 15 20 25 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 175 205 240 280 320 360 400 450 500 550 600 660

Ancore principale

Lanţuri pentru ancore principale calibrul

masa nu mai lungimea număr fiecărei mare totală ancore

2 15 20 25 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 175 205 240 280 320 360 400 450 500 550 600 660 720

3 1 1 1 1 1 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2 2

kg 4 30 40 50 60 80 100 120 140 160 180 210 240 270 300 340 390 480 570 660 780 900 1020 1140 1290 1440 1590 1740 1920 2100

m 5 55 55 82,5 82,5 82,5 192,5 192,5 192,5 220 220 220 220 247,5 247,5 275 275 275 302,5 302,5 330 357,5 357,5 385 385 412,5 412,5 440 440 440

tip 1

tip 2

mm 6 * * * * 11 11 12,5 12,5 12,5 14 16 16 17,5 17,5 19 19 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46

mm 7 11 12,5 14 14 16 16 17,5 17,5 19 20,5 22 24 26 28 30 32 34 34 36 38 40

Notă:


Parâme de legare forţa totală lungimea de fiecărei număr rupere a parâme parâmei de oţel m kN 8 9 10 2 30 29 2 30 29 2 40 29 2 50 29 2 50 29 2 60 29 2 60 29 2 80 29 2 100 34 2 100 34 2 110 37 2 110 39 2 110 39 2 110 44 2 120 44 2 120 49 2 120 54 2 120 59 2 120 64 3 120 71 3 140 78 3 140 86 3 140 93 3 140 100 3 140 108 4 160 113 4 160 118 4 160 123 4 160 128

- tip 1 = lanţ din oţel categoria 1; - tip 2 = lanţ din oţel categoria 2; * poate fi utilizat lanţ sau cablu din oţel; în acest caz, forţa de rupere a cablului sau a lanţului este minim 44kN.

Viteza de virare a lanţului de ancoră se măsoară pe lungimea a două chei de lanţ începând din momentul în care trei chei de lanţ sunt complet scufundate în apă. La apropierea ancorei de navă, viteza de virare a lanţului trebuie să fie cel mult de 10m/min. Se recomandă ca viteza de intrare a ancorei în navă să fie 7m/min. Pentru desprinderea ancorei de fund, mecanismul de acţionare al instalaţiei trebuie să asigure timp de 2 minute crearea în lanţ, pe o barbotină a unei ancore, a forţei de tracţiune de cel puţin 1,5 F1. Mecanismul de ancorare trebuie să aibă un dispozitiv de frânare corespunzător unei forţe în lanţ la barbotină de cel puţin 1,3 F1 sau 1,3 F2. Barbotinele trebuie să aibă cel puţin 5 locaşuri pentru zale. La barbotinele vinciurilor unghiul de înfăşurare a lanţului trebuie să fie de cel puţin 115°, iar la barbotinele cabestanelor de cel puţin 150°. Dacă sistemul de acţionare poate dezvolta un moment ce crează o forţă în lanţ mai mare de 0,5 din sarcina de probă a lanţului de ancoră, trebuie să se prevadă o protecţie la depăşirea sarcinii arătate, montată între sistemul de acţionare şi mecanism. Dacă se prevede comanda de la distanţă a operaţiei de filare a lanţului de ancoră, atunci când mecanismul este decuplat de barbotină, trebuie să se prevadă un dispozitiv care să asigure frânarea automată a frânei bandă, astfel încât viteza maximă de filare a lanţului să nu depăşească 180m/min, iar viteza minimă să nu fie mai mică de 80m/min. Frânarea barbotinei mecanismului de ancorare trebuie să asigure oprirea lanţului de ancoră în cazul filării line în cel mult 5 secunde şi cel puţin 2 secunde din momentul apariţiei comenzii de frânare. La postul de comandă de la distanţă trebuie să se prevadă un contor al lungimii lanţului de ancoră filat şi un indicator de viteză a filării lanţului cu marcarea vitezei limită admisibilă de 180m/min. Mecanismele şi părţile componente pentru care se prevede comanda de la distanţă trebuie să aibă o comandă locală manuală. Mecanismele de ancorare destinate şi pentru îndeplinirea operaţiilor de manevră, trebuie să satisfacă şi cerinţele pentru vinciuri şi cabestane de manevră.. 5.2.2. Instalaţia de legare Fiecare navă trebuie să aibă o instalaţie de legare, care să asigure apropierea navei de instalaţiile de legare de la uscat sau plutitoare şi legarea sigură a acestora între ele.


Numărul, lungimea şi forţa totală de rupere a parâmelor de legare, pentru toate navele cu excepţia navelor de pescuit, se determină după tabelul 5.1., iar pentru navele de pescuit după tabelul 5.2., în funcţie de caracteristica de dotare a navei. Parâmele de legare pot fi din oţel, vegetale sau din fibre sintetice. Parâmele vegetale şi din fibre sintetice nu trebuie să aibă diametrul mai mic de 20mm, indiferent de forţa de rupere prevăzută în tabelele 5.1. sau 5.2. Numărul şi amplasarea babalelor de legare, a urechilor de ghidaj şi a altui echipament de legare se stabileşte în funcţie de specificul, de destinaţia şi de planul general al navei. Pentru virarea parâmelor de legare pot fi utilizate atât mecanismele de manevră special instalate în acest scop (cabestane de manevră, vinciuri de manevră) cât şi alte mecanisme de punte (vinciul de ancoră, vinciul de încărcare) având tambur de manevră. Alegerea numărului şi tipului mecanismelor de manevră se face la aprecierea armatorului şi proiectantului. Pentru calculul cabestanului sau vinciului de manevră se va avea în vedere ca forţa nominală de tracţiune a acestora să nu depăşească 1/3 din forţa totală de rupere a parâmelor de legare: 1 F = Fr 3 (5.5) în care Fr este forţa totală de rupere dată în tabelele 5.1. şi 5.2. Acţionarea mecanismului de manevră trebuie să asigure virarea fără întrerupere a parâmei de manevră la efortul nominal de tracţiune, cu viteza nominală, timp de cel puţin 30 minute. Viteza de virare a parâmei de manevră, la primul strat de înfăşurare a parâmei pe tambur, la efortul nominal de tracţiune trebuie să fie minimum: • 0,25m/s la o forţă de tracţiune mai mică de 80kN; • 0,20m/s la o forţă de tracţiune de 81 ÷ 160kN; • 0,16m/s la o forţă de tracţiune de 161 ÷ 250kN; • 0,13m/s la o forţă de tracţiune mai mare de 250kN. Viteza de virare a parâmei cu ajutorul tamburului de manevră, la efortul nominal de tracţiune, nu trebuie să fie mai mare de 0,3m/s. Sistemul de acţionare al mecanismului de manevră în regim nominal de funcţionare trebuie să asigure timp de 2 minute obţinerea în cablu, în primul strat de înfăşurare pe tambur, a unei forţe de tracţiune cel puţin egală cu 1,5 ori forţa nominală (1,5F). Dacă momentul maxim al sistemului de acţionare poate solicita elementele dispozitivelor de manevră la forţe mai mari decât cele admise, mecanismele de manevră trebuie să fie prevăzute cu un sistem de protecţie la suprasarcină. Mecanismele de manevră trebuie să aibă o frână automată care să reţină cablul de manevră solicitat la o forţă de tracţiune de cel puţin 1,5 ori forţa nominală


de tracţiune, în cazul dispariţiei energiei de acţionare sau la defectarea sistemului de acţionare. Vinciurile de manevră cu funcţionare automată trebuie să aibă o comandă manuală care să asigure posibilitatea de lucru şi în regim neautomat. În cazul vinciurilor cu funcţionare automată trebuie să se prevadă: • o semnalizare preventivă sonoră, care să anunţe desfăşurarea lungimii maxime admisibile a cablului; • un indicator al mărimii forţei de tracţiune în cablu. 5.2.3. Instalaţia de remorcare Fiecare navă trebuie să aibă o instalaţie de remorcare. Lungimea şi forţa totală de rupere a parâmei de remorcă se determină din tabelul 5.1., în funcţie de caracteristica de dotare a navei. Navele în al căror simbol de clasă se adaugă menţiunea “remorcher” sunt dotate cu instalaţii speciale de remorcare din care fac parte vinciurile de remorcă. Forţa totală de rupere a fiecărei parâme de remorcă trebuie să fie cel puţin de trei ori forţa nominală de tracţiune (Fr = 3F), iar lungimea de cel puţin 150m. Dotarea remorcherelor cu parâme se face în funcţie de tracţiunea nominală la cârlig, determinată prin calcule. Dacă aceste calcule nu se efectuează, atunci tracţiunea nominală F va fi cel puţin de:

F = 0 ,133c ⋅ Pe[kN ]

(5.6.)

în care: Pe - puterea totală la conul elicei [kW]; c = 1,25 pentru remorchere cu elice obişnuită; c = 1,40 pentru remorchere cu propulsor Voith-Scheider; c = 1,60 pentru remorchere cu elice cu pas reglabil; c = 1,80 pentru remorchere cu elice obişnuită şi ajutaje; c = 2,10 pentru remorchere cu elice cu pas reglabil şi ajutaje. Pentru vinciul de remorcă trebuie să se asigure posibilitatea deservirii de la locul vinciului; se recomandă să se prevadă posibilitatea comenzii vinciului de remorcă şi din timonerie. Când se utilizează dispozitive automate pentru reglarea întinderii cablului de remorcă, trebuie să se asigure posibilitatea de control a mărimii efortului de tracţiune care acţionează la un moment dat. Se va prevedea o semnalizare acustică preventivă, care să intre în funcţiune la atingerea lungimii maxime admisibile a cablului filat. Vinciul de remorcă trebuie să aibă un dispozitiv de frânare automată care să menţină cablul supus unui efort de tracţiune de cel puţin 1,25 sarcina nominală, în cazul dispariţiei sau a decuplării energiei de acţionare a vinciului.


5.3 Tipuri şi parametri de bază ale mecanismelor de ancorare şi legare • grupa întâi corespunde mecanismelor cu viteză normală (vinciuri, cabestane de ancoră şi legare, macarale pentru ancorare şi legare); • grupa a doua corespunde mecanismelor cu viteză mare (cabestane de ancoră şi legare); • grupa a treia corespunde mecanismelor cu viteză redusă (vinciuri, cabestane de ancoră şi legare, macarale pentru ancoră şi legare). În tabelul 5.6. se prezintă parametrii de bază pentru mecanismele de ancorare-legare destinate navelor de suprafaţă şi care pot avea comandă locală, de la distanţă sau automată, iar în tabelul 5.7. se prezintă parametrii de bază pentru cabestanele de manevră destinate pentru lucru în regim de tracţiune cu tensiune constantă în parâmă. Tabelul 5.6. Viteza de ridicare a Forţa Viteza de tragere a parâmelor Calibrul lanţului, d lanţului nominală de manevră Adâncime [mm] [m/min] de [m/min] a de calcul tracţiune de Model pt. ancola nu mai rezistenţă normală rare [m] obişnuit cabestan normală mică mică mare ridicată [N] Mecanisme din grupa întâi 1 65 15/17 5000 nu nu 2 80 19/22 10000 se se 3 80 25/28 15000 fixează fixează 4 100 31/34 20000 5 100 37/40 30000 6 100 43/46 37/40 10 10 50000 7 100 49/53 43/46 65000 18 9 24-10 8 100 57/62 49/53 80000 9 100 67/72 57/62 100000 10 100 77/82 67/72 140000 11 100 87 77/82 140000 12 100 92/100 87/92 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 Mecanisme din grupa a doua 1 65 15/17 10 10 5000 18 nu nu 2 80 19/22 10 10 10000 18 se se 3 80 25/28 10 10 15000 18 fixează fixează 4 100 31/34 24 10 30000 18 24-40 5 100 37/40 24 10 50000 18 9 24-40 6 100 43/46 37/40 24 10 65000 18 9 24-40


Viteza de ridicare a Forţa Viteza de tragere a parâmelor Calibrul lanţului, d lanţului nominală de manevră Adâncime [mm] [m/min] de [m/min] a de calcul tracţiune de Model pt. ancola nu mai rezistenţă normală rare [m] obişnuit cabestan normală mică mică mare ridicată [N] 7 100 49/53 43/46 24 10 80000 18 9 24-40 8 100 57/62 49/53 24 10 100000 18 9 24-40 9 100 67/72 57/62 24 10 125000 18 9 24-40 10 100 77/82 67/72 24 10 125000 18 9 24-40 Mecanisme din grupa a treia 1 15/17 13/15 6000 2 40 19/22/25 22/25/28 7 7 12500 8 3 28/31/34 31 20000 Tabelul 5.7

Model cabestan 1 2 3 4 5 6 7

Forţa nominală de tracţiune la cabestan [N] 5000 10000 20000 30000 50000 80000 100000

Viteza de tragere a parâmelor de manevră [m/min] mică nominală mare -

15-18 15-18 15-18 12-16 12-16 12-16 11-14

24-25 24-25 24-25 24-25

Dimensiunile de calcul pentru parâme de manevră Diametrul Circumferinţa [mm] pt. oţel [mm] vegetale sintetice 13,5 100 60 15 125 75 19 175 90 22,5 200 110 24,5; 30 225 150 30; 33,5 300 175 33,5; 41 350 200

Clasificarea mecanismelor de ancorare şi de manevră prezentată în tabelele 5.6. şi 5.7. corespunde standardelor ruseşti (GOST 5875-77 şi GOST 9891-76) şi poate fi utilă pentru alegerea vitezelor de virare a lanţului de ancoră precum şi de strângere a parâmelor de legare. Pentru cabestanele şi vinciurile de ancorare-legare forţa de tracţiune specifică (presiunea) la barbotină are valorile prezentate în tabelul 5.8.


Tabelul 5.8. Forţa de tracţiune specifică la barbotină pentru tragerea lanţului de ancoră Grupa mecanismului

Model mecanism

prima

1-3 4-12 1-3 4-6 7-10 1-3

a doua a treia

cu viteză cu viteză mică, nominală, a [MPa] a’ [MPa] 30 38 30 35 40 23

16 16 16 20 25 16

M k

1,3 1,3 1,6 1,6 1,6 2,0

pentru pentru lanţuri lanţuri cu obişnuite rezistenţă ridicată 1,0 1,15

1,0

zale de lanţ zale de lanţ fără punte cu punte 1,0 0,8

5.4 Acţionarea electrică a mecanismelor de ancorareacostare Din analiza regimurilor de lucru şi a diagramelor de sarcină (fig. 5.11.) rezultă următoarele cerinţe pentru acţionarea electrică a mecanismelor de ancorare: • funcţionare pe punte în orice condiţii de anotimp sau stare a mării; • funcţionare sigură la oscilaţii ale tensiunii reţelei de alimentare în limitele admise de norme; • posibilitatea pornirii în sarcină nominală; • menţinerea forţei necesare de tracţiune la viteze mici de ridicare a lanţului aşezat liber pe fund sau la tragerea parâmelor de legare şi posibilitatea staţionării sub curent o anumită durată; • forţa maximă de tracţiune dezvoltată de motor electric de execuţie să fie mai mică, în limitele prescrise, în raport cu rezistenţa la rupere a lanţului de ancoră sau a parâmei de manevră; • să permită obţinerea vitezei nominale de ridicare a ancorei după smulgerea de pe fund şi viteză redusă la tragerea ancorei în nară; • să aibă posibilitatea menţinerii greutăţii ancorei şi a lanţului în cazul întreruperii tensiunii de alimentare a motorului electric; • să asigure fundarisirea ancorei la adâncimea dată, fără pericol; • masa, gabaritele şi preţul de cost să fie minime; • simplitate în deservire şi siguranţă în exploatare.


1,15

Acţionările electrice ale mecanismelor de ancorare şi de manevră, atunci când se utilizează motoare asincrone cu rotorul în scurtcircuit, după o funcţionare de 30 minute la sarcina nominală, trebuie să asigure posibilitatea de funcţionare cu rotorul calat motorului electric la tensiunea nominală timp de cel puţin 30 secunde pentru mecanismele de ancorare şi 15 secunde pentru mecanismele de manevră. Pentru motoarele electrice cu număr comutabil de poli această cerinţă este valabilă pentru funcţionarea motoarelor electrice cu înfăşurarea care dă cel mai mare cuplu de pornire. După regimul de staţionare sub curent creşterea temperaturii nu trebuie să fie mai mare de 130% faţă de cea admisibilă pentru izolaţia folosită. La vinciurile şi cabestanele de ancoră, de manevră şi acostare, pe treptele destinate pentru manevră, trebuie să se prevadă o protecţie corespunzătoare la suprasarcină a motoarelor electrice. Vinciul sau cabestanul de ancoră intră în categoria instalaţiilor esenţiale de la bordul navei şi ca urmare se alimentează direct de la tabloul principal de distribuţie prin circuit separat. Acestor cerinţe le corespund motoarele electrice cu caracteristica de tip moale având cuplul electromagnetic M, variabil în limite mari cu turaţia, n şi care asigură pentru diferite regimuri de lucru menţinerea, aproximativ, constantă a puterii. Acest aspect este foarte important având în vedere că acţionarea electrică a mecanismului de ancorare necesită o putere mare şi centrala electrică de bord are o putere limitată. Motoarele electrice folosite pentru acţionarea electrică a mecanismelor de ancorare, legare şi remorcare sunt construite special în acest scop, având în vedere condiţiile deosebite în care lucrează. Din punct de vedere al caracteristicilor mecanice, n = f ( M ) , cel mai bine corespunde motor electric de curent continuu cu excitaţie serie sau mixtă. Datorită calităţilor sale deosebite în ceea ce privesc caracteristicile mecanice, motorul de curent continuu se foloseşte pe nave moderne electrificate în curent alternativ în situaţia când instalaţia de ancorare are putere foarte mare. În astfel de cazuri motorul de curent continuu este alimentat de la surse separate, cum ar fi: grupul generator-motor sau redresoare comandate cu tiristoare. Datorită faptului că motoarele asincrone cu rotor în scurtcircuit sunt cele mai simple, sigure şi robuste, navele actuale (electrificate în curent alternativ), le folosesc aproape în exclusivitate pentru mecanismele de ancorareacostare. Aceste motoare sunt prevăzute în satator cu două înfăşurări distincte, prima de tip Dahlander cu ajutorul careia prin trecerea de la conexiunea triunghi la dublă stea se obţin primele două trepte de viteză şi cea de-a doua separată în conexiune stea cu ajutorul căreia se obţine treapta a treia de viteză utilizată pentru recuperarea parâmelor libere. Virarea ancorei se face pe treapta a doua de viteză, de bază (dublă stea) pe care puterea şi cuplul motorului sunt maxime. Acţionările electrice uzuale sunt cele cu motoare asincrone cu rotor în scurtcircuit cu mai multe trepte de viteză. Astfel de motoare se folosesc în prezent pentru puteri până la 85kW şi au de regulă trei viteze corespunzător numărului de poli 2p = 4/8/16. Viteza medie, 2p


= 8, corespunde caracteristicii mecanice naturale şi realizează învingerea cuplurilor de sarcină mari pe timpul tragerii navei pe lanţ şi smulgerii ancorei sau pentru tragerea parâmelor de legare când sarcina are valori mari. Viteza mică, 2p = 16, este utilizată, de regulă, pentru tragerea ancorei în nară. Pentru puteri mici ale instalaţiei de ancorare sau manevră se folosesc şi motoare asincrone în scurtcircuit cu două viteze. De regulă, se recomandă să se folosească motoare asincrone cu rotorul în scurtcircuit cu 2 viteze, pentru puteri ale instalaţiei în limitele 2 - 10kW şi motoare asincrone cu rotor în scurtcircuit cu trei viteze pentru puteri în limitele 10 - 60kW şi în unele cazuri până la 85kW. În Anexele 1 sunt date caracteristicile tehnice ale motoarelor asincrone trifazate cu rotorul în scurtcircuit cu dublă sau triplă comutaţie de poli, cu frână electromagnetică, destinate acţionării instalaţiilor navale de ancorare şi legare din seria ASFN realizată în economia naţională şi seria MAΠ. Cerinţele regimurilor de funcţionare şi diagramei de sarcină pentru instalaţiile de ancorare şi legare sunt îndeplinite în cea mai mare măsură de sistemul de acţionare cu grup generator-motor. Sistemul generator-motor este simplu, sigur în exploatare şi necesită o cantitate minimă de aparataj electric. Dezavantajul lui constă în faptul că se măreşte mult puterea instalată, fiind necesare trei maşini electrice pentru acţionarea mecanismului. Utilizarea lui se justifică pentru puteri mari, peste 70kW, când în schemele de comandă cu contactoare şi relee creşte mult cantitatea de aparataj electric şi ca urmare cresc preţul de cost şi nesiguranţa în funcţionare. În sistemul generator-motor, generatorul de curent continuu este cu excitaţia anticompound iar motorul de execuţie, motor de curent continuu cu excitaţie independentă


5.5 Alegerea şi verificarea motorului electric de acţionare a mecanismelor de ancorareacostare. Exemplu de calcul. 5.5.1 Forţele care acţionează în lanţul de ancoră pe timpul staţionării navei la ancoră În timpul staţionării navei la ancoră, asupra ei acţionează forţe exterioare ca: forţa vântului şi a curentului, a căror rezultantă este pe o direcţie orizontală. Nava stă la ancoră nemişcată atunci când rezultanta forţelor exterioare aplicată navei este echilibrată de forţele interioare, datorate greutăţii lanţului şi ancorei. Lanţul de ancoră fiind suficient de flexibil ia forma lănţişorului, figura 5.6., fixat în două puncte, O şi O1. r r r Greutatea lanţului liber suspendat, G1 , se descompune în două forţe de tracţiune T1 şi T2 aplicate în punctele O şi O1. Echilibrul forţelor este prezentat de triunghiul forţelor construit în punctul O1.

Fig. 5.6. Forţele de tracţiune în lanţul de ancoră l - lungimea liber suspendată; H - adâncimea; b - înălţimea navei deasupra apei.

r

r

Forţele de tracţiune la capetele lanţului, T1 şi T2 sunt orientate după tangentele la curba

r

r

r

lănţişorului. În punctul O1 rezultanta forţelor T1 şi T2 este egală cu forţa greutăţii lanţului, G1 .

r

r

r

r

Acţiunea forţelor T1 şi T2 este echilibrată de forţele de reacţiune în lanţ, T1' º iT2' egale şi de sensuri contrare. Atunci când curba lănţişorului, l, se află în echilibru, suma algebrică a proiecţiilor acestor forţe pe axa orizontală este nulă, astfel:

− T1 cos ϕ 1 + T2 cos ϕ 2 = 0

(5.7)

Relaţia (13.7.) este valabilă pentru oricare lungime l aflată în echilibru şi se poate scrie:

T1 cos ϕ 1 = T2 cos ϕ 2 = Ti cos ϕ i

(5.8)

Adică, componenta orizontală a forţei de tracţiune în lanţ este constantă în orice punct al lanţului. Pentru staţionarea fără pericol a navei la ancoră este necesar ca asupra inelului ancorei să nu acţioneze nici un fel de forţă care să tindă să o desprindă de pe fund. Această cerinţă este îndeplinită


r

dacă ϕ 1 = 0 şi deci componenta verticală OA a forţei T1 este nulă şi se realizează în mod practic prin filarea unei lungimi suficiente de lanţ, astfel încât o parte din acesta să se afle pe sol. În figura 5.7. sunt reprezentate forţele care acţionează în lanţ în situaţia în care o parte din acesta, l1, se află pe sol.

Fig. 5.7. Forţele în lanţul de ancoră când porţiunea de lanţ l1 stă liberă pe sol În acest caz forţa de tracţiune în lanţ la inelul ancorei va fi:

T1 cos ϕ 1 = T0 pentruϕ 1 = 0

(5.9)

Ti cos ϕ i = T0

(5.10)

şi ca urmare:

În acest fel în orice punct al lanţului de ancoră componenta orizontală este egală cu forţa de reţinere a ancorei. Pentru calculul instalaţiei de ancorare este necesar să se determine acţiunea forţelor exterioare care acţionează asupra navei pe timpul staţionării la ancoră: forţa vântului, Fv, şi forţa curentului, Fc a căror rezultantă este forţa perturbatoare Fp :

Fp = Fext = Fv + Fc

(5.11)

Pentru staţionarea sigură a navei la ancoră acţiunea forţelor exterioare trebuie să fie echilibrată de forţa de reţinere a ancorei.

Fext = T0 = T2' cos ϕ 2

(5.12)

Forţa de rezistenţă a apei depinde în principal de forţa curentului asupra părţii imersate a navei (suprafaţa udată) şi poate fi determinată cu următoarea expresie:

Fc = (k k ⋅ ξ f + ∆ξ f )⋅ Aud ⋅ ρ unde:

vΣ2 [N ] 2

(5.13)

ρ = 1,025 ⋅ 10 3 Ns 2 m 4 - densitatea apei de mare; ξ f = 3 ,84 ⋅ 10 −3 ÷ 1,14 ⋅ 10 −3 - coeficient de frecare al apei; kk - coeficient de corecţie pentru influenţa curburii corpului; ∆ξ f = 0 ,7 ⋅ 10 −3 ÷ 1,2 ⋅ 10 −3 - majorarea coeficientului de frecare datorită asperităţilor corpului navei; valorile inferioare se adoptă pentru bordaje


sudate, iar valorile superioare pentru bordaje cu asperităţi pronunţate;

vΣ = vc + vt în care: vt = 0 ,1 ÷ 0 ,3m s - viteza navei la tragerea lanţului; vc = 1 ÷ 3m s - viteza curentului apei. Pentru determinarea suprafeţei udate a navei se utilizează formula:

[ ]

Aud = L ⋅ (δ ⋅ B + 1,7T ) m 2

(5.14)

în care L, B, T sunt dimensiunile navei iar δ = 0 ,75 ÷ 0 ,85 un coeficient care ţine seama de forma corpului navei. În tabelul 5.3. sunt date valorile coeficientului kk în funcţie de raportul dintre lungimea şi lăţimea navei.

L/B kk

6,0 1,04

Tabelul 5.3. 10 12 1,02 1,01

8,0 1,03

Viteza curentului apei este dependentă de zona de navigaţie aşa cum rezultă din tabelul 5.4. Oceane, mări şi strâmtori Oceanul Atlantic Marea Baltică Bosfor Oceanul Indian Marea Caspică Marea Roşie Marea Nordului şi strâmtori Strâmtoarea Gibraltar Oceanul Pacific Marea Neagră Marea Japoniei Notă: 1Nd = 0,514m/s

Tabelul 5.4. Viteza curentului în Nd 1,0 4,0 3,0 2,08 0,78 1,7 7,0 4,0 1,0 0,7 3,5

Pentru nava cu raion nelimitat de navigaţie se ia în calcul valoarea maximă a curenţilor. De regulă, se alege pentru calcule viteza curentului până la 5Nd, având în vedere că în situaţii mai grele, pentru ridicarea ancorei lucrează şi elicea navei. Forţa de rezistenţă a vântului se determină cu formula:

Fv = k v ⋅ A ⋅ vv2 [N ] unde:

(5.15)

N ⋅ s2  k v = 0 ,24 ÷ 0 ,61 4  - coeficient de presiune al vântului;  m  A - suprafaţa velică în m2; vv - viteza vântului în m/s. Valorile pentru forţa şi viteza vântului întâlnite pe mări şi oceane sunt date în tabelul 5.5.


Tabelul 5.5. Grade Beaufort 0 1 2 3 4

Viteza vântului [m/s] 0 - 0,2 0,3 - 1,5 1,6 - 3,3 3,4 - 5,4 5,5 - 7,9

Caracterul vântului calm liniştit uşor slab moderat

Grade Beaufort 7 8 9 10 11

Viteza vântului [m/s] 13,9 - 17,1 17,2 - 20,7 20,8 - 24,4 24,5 - 28,4 28,5 - 32,6

Caracterul vântului puternic foarte puternic furtună furtună intensă furtună violentă

5 6

8,0 - 10,7 10,8 - 13,8

adiere intens

12

peste 32,7

uragan

Viteza vântului pentru condiţii normale de ridicare a ancorei se consideră:

vv = 4 ÷ 12m s(3 ÷ 6 grade Beaufort )

(5.16)

În situaţia în care ridicarea ancorei se face când forţa vântului depăşeşte 12m/s (gradul 6) este necesar să lucreze şi elicea navei pentru a uşura deplasarea către locul de fundarisire a ancorei. În urma rezolvării ecuaţiei curbei lănţişorului (fig. 5.6.), se obţin pentru valorile forţelor T1 şi T2 următoarele expresii:

l2 − ( H + b ) T1 = T0 = q 2 ( H + b) l2 + ( H + b ) T2 = q 2 ( H + b)

2

(5.17)

2

(5.18)

în care q este greuatea în aer a lanţului de ancoră pentru un metru liniar. Greutatea pe metru liniar pentru un lanţ de calibru d(mm) se poate calcula cu relaţia:

q = 0 ,0215 d 2 [kgf ] = 9 ,8 ⋅ 0 ,215 d 2 [N ]

(5.19)

atunci când nu se cunoaşte din datele tehnice ale lanţului de ancoră. De asemenea între greutatea ancorei şi greutatea lanţului pe metru liniar există relaţia de aproximare:

G = 46 , 6 q

(5.20)

Din expresia (5.17.) se observă că forţa T1 = T0 care echilibrează forţele exterioare, Fext , şi menţine nava la ancoră, este direct proporţională cu greutatea lanţului pe unitatea de lungime, G. Pentru lanţurile de ancoră această masă este de 5 - 6 ori mai mare decât pentru cablurile de oţel cu aceeaşi rezistenţă mecanică. De aceea pentru instalaţiile de ancorare se întrebuinţează exclusiv lanţuri de ancoră.


A doua expresie (5.18.), exprimă valoarea forţei cu care trebuie să se acţioneze în prima etapă pentru ridicarea ancorei. După calcularea forţei exterioare rezultante, Fext şi din condiţia de staţionare sigură la ancoră, Fext = T1 = T0 , înlocuind T1 cu Fext în relaţia (5.17.) se determină lungimea l a lanţului de ancoră liber suspendat pentru adâncimea de ancorare H:

l=

2HFext + H2 q⋅β

(5.21)

La obţinerea expresiei (5.21.) s-a neglijat înălţimea navei deasupra apei, b, care are valoare mică în comparaţie cu adâncimea de ancorare H. Pentru adâncimea de ancorare, H, practica maritimă recomandă următoarea relaţie dintre lungimea totală a lanţului de ancoră, L, şi adâncimea de ancorare.

L = (2 ÷ 4) H

(5.22)

Astfel, pentru lanţuri cu lungimea în limitele L = 120 ÷ 340 m rezultă că adâncimea de ancorare de calcul este H = 40 ÷ 100 m . Calculele executate sunt acoperitoare întrucât în practică adâncimea de ancorare nu depăşeşte 50m şi în situaţiile cele mai frecvente este de 15 ÷ 30m . Dacă L este lungimea totală a lanţului de ancoră, rezultă că partea care se aşează liber pe fund este:

l1 = L − l

(5.23)

5.5.2. Forţele care acţionează în lanţul de ancoră, la barbotină pe timpul ridicării ancorei În figura 5.8. sunt prezentate poziţiile succesive ale navei şi lanţului de ancoră pe timpul ridicării ancorei. Pentru ridicarea ancorei, în mod normal se execută următoarele operaţiuni: 1. Tragerea navei pe lanţ cu forţă de tracţiune constantă Pe durata acestei operaţiuni cabestanul (vinciul) trage lanţul de ancoră cu o forţă de tracţiune constantă până la ridicarea ultimei verigi aşezată liber pe fund. Nava se deplasează spre locul de fundarisire a ancorei, iar forma lănţişorului rămâne neschimbată. Forţa de tracţiune în lanţ la barbotină este dată de expresia (5.18). Neglijând valoarea b în comparaţie cu H şi ţinând seama de frecările în nară se obţine expresia forţei în lanţ la barbotină pentru prima etapă:

TI = q

l2 + H 2 2 H ⋅ η n arã

(5.24)

în care η narã = 0 ,7 ÷ 0 ,8 reprezintă randamentul narei de ancoră. La sfârşitul operaţiunii lanţul ocupă poziţia 0 01' (fig. 5.8.). 2. Aducerea navei deasupra ancorei Nava continuă să fie trasă spre locul de fundarisire a ancorei. Forma lănţişorului se schimbă continuu şi odată cu aceasta forţa de tracţiune în lanţ creşte continuu, iar motor electric este solicitat să dezvolte cupluri din ce în ce mai mari. La sfârşitul acestei etape lanţul ocupă poziţia 0 01'' . Forţa de tracţiune creşte liniar faţă de forţa constantă din prima etapă, ajungând până la valoarea de smulgere a ancorei 3. Smulgerea ancorei de pe fund Forţa necesară smulgerii ancorei de pe fund nu poate fi determinată teoretic, întrucât ea depinde de mai mulţi factori care nu pot fi introduşi în calcule. Forţa necesară smulgerii ancorei de pe fundul apei Fsm se calculează cu formula empirică:


Fsm = β ( k a G + qH )

(5.25)

în care k a = (3 •• 4 ) este coeficientul forţei de ţinere al ancorei .

q[N/m] - greutatea liniarã a unui metru de lanţ în aer; H[m] - adâncimea în locul de staţionare; G[N] - greutatea ancorei în aer;

Fig. 5.8. Poziţiile succesive ale navei şi lanţului de ancoră la ridicarea ancorei La această alegere s-a avut în vedere faptul că în general desprinderea ancorei se face cu ajutorul inerţiei navei sau în cazuri deosebite, operaţiunea este ajutată de mişcarea elicei. Din cele prezentate rezultă că forţa totală de tracţiune în lanţ, în momentul desprinderii, pe care trebuie să o dezvolte motorul electric este:

TII =

Fsm β ( k a G + qH ) = ηnarã ηnarã

(5.26)

în care:

β=

ρ oþel − ρ apã ρ oþel

=

7800 − 1025 = 0 ,87 7800

(5.27)

reprezintă coeficientul de reducere a greutăţii în apa de mare. 4. Ridicarea ancorei suspendată liber Imediat după smulgere, forţa de tracţiune în lanţ la barbotină va fi:

TIII = ( G + q ⋅ H ) ⋅ β

1

(5.28)

ηnarã

Pe timpul acestei etape forţa de tracţiune scade continuu pe măsură ce se virează lanţul de ancoră la bord, fiind egală la sfârşitul operaţiunii cu greutatea ancorei ajunsă la suprafaţa apei:

TIV = G ⋅ β

1

(5.29)

η narã 241


5. Tragerea ancorei în nară Pe măsură ce ancora intră în nară forţa de tracţiune creşte ca urmare a măririi coeficientului de frecare, fiind către sfârşitul operaţiunii egală cu (1,2 ÷ 1,25 )TIV . În figura 5.9. este reprezentată variaţia forţei de tracţiune în lanţ la barbotină în funcţie de lungimea lanţului în cazul ridicării ancorei de la adâncimea normală de ancorare.

Fig. 5.9. Graficul T = f (l i ) în regim normal În afara regimului normal de ridicare a ancorei examinat mai sus, mai există şi un aşa zis regim de avarie, adică regimul în care filarea ancorei a fost efectuată la o adâncime care depăşeşte lungimea totală a lanţului de ancoră. Cu toate că în acest regim lipseşte operaţiunea de smulgere a ancorei, el poate reprezenta, în cazul în care lanţul de ancoră este foarte lung, o solicitare mai mare a motorului electric în comparaţie cu regimul normal.Valoarea forţei de tracţiune în lanţ la barbotină la începutul regimului de avarie este:

Tin = ( G + L ⋅ q ) ⋅ β

1

(5.30)

η narã

iar la sfârşitul regimului este:

Tfin = TIV

(5.31)

Graficul T = f (l i ) pentru regimul de avarie este prezentat în figura 5.10. Motorului electric de acţionare i se cere să facă faţă ambelor regimuri posibile. Forţele care acţionează în mecanism la coborârea ancorei nu influenţează alegerea motorului electric. Ancora se lasă de obicei sub acţiunea propriei greutăţi şi a lanţului. Iniţial motor electric poate fi pornit în sens de “filare” a lanţului pentru a ajuta la eliberarea mecanismului, după care se deconectează axul de conducere a cabestanului şi coborârea ancorei se execută cu frânare mecanică.

Fig. 5.10. Graficul T = f (l i ) în regim de avarie


5.5.3. Alegerea motorului electric de acţionare a mecanismului de ancorareacostare. Din datele tehnice ale navei pentru care se calculează instalaţiile de ancorare, legare şi remorcare se determină caracteristica de dotare a navei, Na, folosind relaţia (5.1). Cunoscând caracteristica de dotare, din tabelele 5.1. sau 5.2. rezultă: numărul ancorelor principale, masa fiecărei ancore, lungimea totală a lanţului de ancoră, calibrul lanţului, lungimea parâmei de remorcă şi forţa de rupere, numărul parâmelor de legare şi forţa de rupere. În continuare se prezintă etapele de calcul pentru mecanismele de ancorare – acostare 1. Se determinã cuplul nominal de calcul: M s MAX (5.32) Mc = [N ⋅ m] , λ în care λ = 1.5 ÷ 2 este coeficientul de suprasarcinã, iar MSMAX este cuplul de sarcinã maxim. Solicitarea maximã a motorului poate sã aparã în urmãtoarele situaţii: a) la smulgerea ancorei de pe fundul apei în care caz MSMAX= MSM= MIII; cuplul necesar smulgerii ancorei de pe fundul apei calculându-se cu relaţia: Fsm ⋅ Rb (5.33) M sMAX = [N ⋅ m] : η mec ⋅ η n ⋅ i în care: Rb [m] - raza barbotinei; ηmec=(0,42÷0,82) - randamentul transmisiei mecanice; Valorile inferioare corespund amecanismelor cu melc- roată melcată cu autofrânare iar cele superioare pentru transmisii cu roţi dinţate cilindrice, fără autofrânare; ηn =(0,65÷0,75) - randamentul narei de ancorã; i = 100÷200 - raportul de transmisie al vinciului de ancorã;valoarea se alege din considerente de alegere optimă a turaţiei motorului electric; Fsm - forţa necesarã smulgerii ancorei de pe fundul apei, care se calculeazã cu formula empiricã 5.25; [34]. Barbotinele au de regulă pe circumferinţă cinci locaşuri pentru lanţ, iar pasul lanţilui sau lungimea unei velici este de 8d. De aici rezultă că diametrul barbotinei este: D b = 13, 7 d (5.34) În care d este calibrul lanţului. b) la virarea (ridicarea) ancorei de la o adâncime egalã cu lungimea totalã a lanţului, în care caz:

M SMAX = M L =

β ( G + q ⋅ L) R b η mec ⋅η n ⋅ i

[ N ⋅ m] ;

(5.35)

unde L[m] este lungimea totalã a lanţului de ancorã; c) la ridicarea simultanã a douã ancore suspendate liber, de la jumãtatea adâncimii convenţionale a apei, în care caz:

M SMAX =

2β ( G + q ⋅ H ) R b η mec ⋅η n ⋅ i

[ N ⋅ m] .

(5.36)

2. Se determinã turaţia nominalã de calcul: nc = nmed⋅Ψ [rot/min] în care:

nmed = 9,6

i ⋅ Vl med Rb

[rot

min ]

Vlmed [m/min] - vitezã medie impusã de virare a ancorei Viteza de ridicare a lanţului de ancoră se alege având în vedere cerinţele societăţilor de clasificare şi parametrii mecanismelor de ancorareacostare prezentaţi în tabelul 5.6. În relaţia 5.37.: Ψ=1-sn (5.39)


(5.37) (5.38)

sn- valoarea estimatã a alunecãrii nominale dupã catalogul din care se alege motorul electric. 3. Se determinã puterea nominalã de calcul: M ⋅n (5.40) Pc = c c [kW ] 9550 4. Se alege din catalogul de motoare destinate funcţionãrii în serviciu de scurtã duratã – S2 pentru durata de funcţionare ta=30 min., motorul ai cãrui parametri nominali satisfac relaţiile: (5.41) PN ≥ PC şi nN ≥ nC şi se determină caracteristicile mecanice corespunzătoare celor 3 trepte de viteză. 5. Se verificã dacã cuplul maxim al motorului ales, la turaţia micã în cazul motorului cu trei trepte de vitezã, este mai mic decât 1/3 din valoarea la care lanţul de ancorã se poate rupe: Fr ⋅ Rb (5.42) M MAX CATALOG < 3 ⋅ i ⋅ η n ⋅ η mec unde Fr [N] este forţa de rupere a lanţului de ancorã; 6. Se verificã posibilitatea pornirii motorului la turaţia medie, când ancora este suspendatã la o adâncime egalã cu lungimea totalã a lanţului: (5.43) MP CATALOG ≥ 1,5 ML în care ML a fost calculat cu relaţia (5.35), coeficientul 1,5 ţinând seama de posibilitatea micşorãrii tensiunii de alimentare şi creşterea frecãrilor în acest caz; 7. Calculul forţei la barbotină pentru ridicarea lanţului de ancoră cu viteză mică:

F1 min = a '⋅ m ⋅ d 2 [ N ]

(5.44)

în care parametrii a′ şi m se iau din tabelul 5.8. 8 – 10. Se determină cuplul Mmin calc, turaţia nmin neces şi puterea Pmin neces cu relaţiile:

M min =

F1min R b v i M n [Nm]; n min = 9, 6 min [rot / min]; Pmin = min min [Kw] ηmeci Rb 9550

11. Calculul cuplului la axul motorului electric în perioada de tragere a parâmei de acostare cu forţa de tragere nominală: - pentru parâme din oţel:

Mc =

Fc ⋅ Dc [ Nm ] 2i ⋅η mec

(5.45)

în care: Fc [N] forţa nominală de tracţiune determinată conform relaţiei (5.5), în funcţie de forţa de rupere (tabelul 5.1.); Dc [m] diametrul cabestanului; i, ηmec raportul şi randamentul transmisiei; - pentru parâme vegetale şi sintetice se determină M c' şi M c'' . 12. Calculul forţei de frânare la barbotină pentru menţinerea frânată a axului motorului electric în cazul dispariţiei tensiunii de alimentare:

FFE calc = k ⋅ F1 [ N ]

(5.46)

în care coeficientul k se alege din tabelul 5.8. 13. Cuplul necesar al frânei electromagnetice la axul motorului electric:

M FE calc =

FFE ⋅ Db [ N ⋅ m ] ≤ M FEcatalog 2i ⋅η mec

(5.47)

5.5.4. Calculul diagramelor de sarcină şi verificarea motorului electric ales După alegerea motorului electric de acţionare se determină valorile cuplului de sarcină în fiecare din cele patru etape de virare a ancorei şi duratele respective iar pe baza lor se construieşte diagrama de sarcină M=f(t).


Diagramele reprezentate în figurile 5.9. şi 5.10. reprezintă variaţia forţei de tracţiune în lanţ la barbotină pentru regimurile normal şi de avarie, la ridicarea ancorei. Momentul de rotaţie la barbotină este:

M bi =

Ti ⋅ D b 2

(5.48)

în care Db este diametrul barbotinei. Cuplul la axul motorului electric se determină cu relaţia:

Mi =

M bi [Nm] η mec ⋅ i

(5.49)

pentru fiecare din cele patru etape de virare a ancorei. Pentru a obţine diagrama de sarcină la axul motorului electric, M = f (t ) , este necesar să se determine duratele de funcţionare ale motorului electric pe etape, astfel: 1. Tragerea navei pe lanţ:

tI = 2.

4.

(1 − H ) ⋅ i

(5.51)

n + n2 π ⋅ Db 1 2

Smulgerea ancorei. Durata repausului sub curent:

t III = 0, 5 ÷ 1 minut

(5.52)

H ⋅i n + n4 π ⋅ Db 3 2

(5.53)

Ridicarea ancorei:

t IV =

5.

(5.50)

Aducerea navei deasupra ancorei:

t II =

3.

l1 ⋅ i π ⋅ Db ⋅ n1

Ridicarea ancorei în regim de avarie:

t5 = π ⋅ Db

L ⋅i nin + n fin

(5.54)

2

Pentru calculul timpilor, turaţiile n1, n2, n3, n4, nin, nfin se determină din caracteristica mecanică a motorului electricşi corespund valorilor cuplurilor la axul motorului electric pentru etapele corespunzătoare. În figura 5.11. este reprezentată diagrama de sarcină a acţionării electrice pentru mecanismele de ancorare. Mecanismele de ancorare-legare, pentru categoria de nave întâlnite cel mai frecvent în exploatare, se împart în 12 modele, funcţie de calibrul lanţului şi forţa de tracţiune în parâmele de legare şi în 3 grupe corespunzător vitezei de ridicare a lanţului sau tragere a parâmelor de legare. Semnificaţia grupelor este următoarea:


Fig. 5.11. Diagramele de sarcină a acţionării electrice pentru mecanismele de ancorare: a - regim normal; b - regim de avarie A. Verificarea motorului ales la încălzire 1. Se calculează rezultanta forţelor exterioare Fext , care acţionează asupra navei pe timpul staţionării la ancoră folosind relaţiile (5.11), (5.13) şi (5.15). 2. Se alege adâncimea de ancorare din considerentele expuse în paragraful 5.5.1. şi folosind relaţia (5.22). 3. Se calculează lungimea lanţului de ancoră liber suspendat l, pentru adâncimea de ancorare aleasă utilizând relaţia (5.21). 4. Se determină lungimea lanţului de ancoră aşezat liber pe fund l1 cu relaţia (5.23). 5. Se calculează lungimea lanţului de ancoră ridicat cu forţă de tracţiune variabilă: l2 = l - H [m]

(5.55)

6. Calculul forţelor de tracţiune în lanţ la barbotină pentru etapele de ridicare a ancorei TI, TII, TIII, TIV, cu relaţiile (5.24), (5.26), (5.28) şi 5.29). 7. Cuplurile la axul motorului electric pentru etapele de ridicare a ancorei: MI, MII, MIII, MIV, determinate pe baza relaţiilor (5.48) şi (5.49). 8. Turaţiile motorului pentru etapele de ridicare a ancorei, n1, n2, n3, n4 se determină din caracteristica mecanică a motorului n = f(M) pentru viteza de bază (a II-a). 9. Timpii pentru etapele de ridicare a lanţului de ancoră, tI , tII , tIII ,tIV se calculează cu expresiile (5.50), (5.51), (5.52) şi (5.53). Durata totală a ciclului este: T = tI + tII +c tIII + tIV

(5.56)

unde c=0,25 este un coeficient care ţine seama de înrăutăţirea condiţiilor de ventilaţie în etapa a III-a de virare a ancorei. 10. Se face verificarea la încălzirea motorului ales utilizîndu-se metoda cuplului echivalent.În acest scop, se împarte diagrama de sarcină intr-o serie de porţiuni elementare şi în baza celor arătate în paragraful 2.3.2.2., utilizând relaţia (2.46.) se poate scrie (dacă se consideră MIII = Msm ):

t t 2 2 M2I ⋅ tI + II (M2I + MI ⋅ Msm + Msm ) + Msm ⋅ tIII + IV (M2IVi + MIVi ⋅ MIVf + M2IVf ) 3 3 Me = Cupl tI + tII + ctIII + tIV

(5.57)

ul echivalent calculate cu relaţia (5.57) trebuie să satisfacă condiţia:

Me ≤ M N

(5.58)

caz în care motorul ales corespunde şi din punct de vedere al încălzirii maxim admise. Dacă una din condiţiile de verificare nu este îndeplinită, se allege un alt motor de putere nominală imediat superioară şi se reface calculul descris.


B. Verificarea motorului ales pentru regimul de avarie 11. Se determină lungimea de lanţ scufundat liber care poate fi ridicată de motor electric în regimul de avarie:

 Mp ⋅ i  1 L' =  − G⋅  1, 2α ⋅ D b  q α=

în care:

(5.59)

β 0, 87 = 2η narã ⋅ηmec 2η narã ⋅η mec

(5.60)

Mp - cuplul de pornire al motorului ales. 12. Se determină raportul L’/L. Acţionarea electrică trebuie să asigure ridicarea ancorei, care atârnă de lanţ şi o lungime a lanţului de 85% din lungimea lui totală. Adică motorul electric ales satisface regimul de avarie dacă L'/L ≥ 0,85 (valoare minimă admisă). C. Verificarea motorului ales în vederea asigurării vitezelor necesare pentru tragerea parâmelor de acostare 13. Cuplul la axul motorului pentru tragerea parâmelor de acostare cu viteză mică: - pentru parâma din oţel: . Mc min = 0,75Mc - pentru parâme vegetale:

M c' min = 0 ,75 M c' - pentru parâme sintetice:

M c" min = 0 ,75 M c" 14. Cuplul la axul motorului pentru tragerea parâmelor de acostare cu viteză mare (parâmă fără încărcare de sarcină): - pentru parâma din oţel: Mc max = 0,2Mc ' " şi în mod analog se determină M c max ,M cmax pentru parâme vegetale şi sintetice. 15. Din caracteristica mecanică n = f(M) a motorului ales pentru valorile cuplurile Mc, Mc min, Mc max se determină turaţiile nc, nc min, nc max. 16-18. Viteza nominală de tragere a parâmelor din oţel:

vc =

π ⋅ Dc ⋅ nc [m / min] i

(5.61)

Analog se determină vitezele v'c ,v"c pentru viteză mică vcmin ,vc' min , v"c min şi pentru viteză mare

vc max ,v'cmax , v"cmax . D. Verificarea motorului ales la efortul maxim aplicat în lanţul de ancoră 19. Forţa maximă în lanţul de ancoră dată de cuplul de pornire al motorului este:

Fmax =

2 M p ⋅ i ⋅η mec

(5.62)

Db

Această forţă nu trebuie să depăşească jumătate din forţa de probă a lanţului.


Fmax ≤ 0,5Fprobă Dacă Fmax depăşeşte această valoare atunci pe axul motorului electric se instalează o mufă de limitare a cuplului transmis. EXEMPLU DE CALCUL

=34,3kN;masa navei Datele iniţiale sunt :greutatea ancorei în aer D=1,224∙ kg; calibrul lanţului de ancoră d=0.057 m ;lungimea lanţului de ancoră L=275 m; adâncimea în locul de staţionare H=110 m ; greutatea unui metru liniar de lanţ în aer =0,686 kN/m; raza barbotinei ; suprafaţa velică a navei =115 ; suprafaţa operei vii a navei =3100 ;înălţimea puţului de lanţ =8m ;viteza vântului =12,5 m/s; viteza curenţilor =0.5 m/s ;raportul de transmisie i= 154; viteza medie de virare a ancorei =10m/min ;randamentul părţii mecanice =0,77 ; randamentul narei de ancoră =0,77; randamentul narei de punte =0,77 ;coeficientul de reducere a greutăţii în apă β=0,87; coeficient ce ţine seama de frecarea dintre navă şi apă; f=1,47 N∙s/ ;forţa de rupere a lanţului =1180kN; viteza de înfăşurare a parâmei de manevră =12 m/min la o forţă de tracţiune la tambur =78,6 kN ;raza tamburului de manevră =0,43 m ; randamentul tamburului de manevră =0,95; forţa de rupere a parâmei =392 kN. Alegerea puterii motorului electric Calculul cuplului nominal al motorului. Pentru determinarea cuplului nominal al motorului este necesar ca la început să se determine cuplul maxim .Plecând de la condiţia smulgerii ancorei de pe fundul apei se obţine: = = = =0,670 kNm Din condiţia virării ancorei de la o adâncime egală cu lungimea totală a lanţului ,rezultă = = =0,770 kNm Din condiţia virării a două ancore de la o adancime H=110 m = = = =0,760 kNm În acest fel ,cuplul de sarcină maxim la axul motorului va fi cel care apare la virarea ancorei de la o adâncime egală cu lungimea totală a lanţului.Considerând coeficienul de suprasarcină al motorului λ=1,9 obţinem valoarea de calcul a cuplului nominal: = = Deoarece viteza medie de virare a ancorei este dată , turaţia nominală de calcul a motorului = unde

=0,16

=0,16

=11,2 rot/s

În cazul unui motor asincron cu rotor in scurtcircuit se va considera x= si =0,10 deci Ψ=1- =0,9; =11,2∙0,9=10,1 rot/s Alegerea motorului.Puterea de calcul a motorului necesară pentru alegerea din catalog este = = =25,6 kW Se alege , astfel din anexa 1.2. , motorul cu rotorul în scurtcircuit ,cu trei trepte de turaţie tip MAI 612-4/8/16 cu urmatoarele date.La treapta de turatie mare : Pn= 28 kW: =1440 rot/min (24 rot/s); =4,75; =4,2. La 248 PDF created with pdfFactory Pro trial version www.pdffactory.com

treapta de turaţie medie: Pn= 30 kW; rot/s); ;

V; (11,5 La treapta de turaţie mică :Pn= 10 kW; ; =2,3;

Caracteristicile motorului sunt prezentate in fig.1 .Mai întâi se verifică motorul ales in ce priveşte concordanţa dintre cuplul şi turaţia sa cu datele de calcul: 405 Nm; rot/s > =10,1 rot/s ,apoi în ceea ce priveşte concordanţa cu ∙ =1120 cuplul de sarcină care apare la smulgerea ancorei de pe fundul apei : Nm > =670 Nm.Forţa care corespunde cuplului maxim dezvoltat de motor la turaţia mică este mai mică decât 1/3 din forşa de rupere a lanţului = =230000 N=230 kN< kN

Fig.1 Caracteristicile motorului MAI 612-4/8/16 Se verifică posibilitatea pornirii motorului la turaţia medie ,când ancora este suspendată la o adancime egală cu lungimea totală a lanţului : 1078 Nm.În acest fel necesitaea asigurării pornirii motorului ,în cazul în care ancora este suspendată la o adâncime egală cu lungimea totală a lanţului, a determinat alegerea motorului. În continuare se verifică motorul ales la regim de înfăşurare a parâmei de manevră cu o forţă de tracţiune la tambur Cuplul de rotaţie la tambur =

=

=300 Nm

= Turaţia motorului corespunzatoare acestei forţe este n= =750 =689 rot/min =11,6 rot/s, unde b=1= 0,19. Viteza de înfăşurare a parâmei este = =0,205 m/s =12,4 m/min iar viteza de înfăşurare dată este de 12 m/min. Se verifică de asemenea dacă motorul satisface şi condiţia de evitare a ruperii parâmei la funcăţionarea motorului cu turaţia mare 249 PDF created with pdfFactory Pro trial version www.pdffactory.com

=

=242000N =242 kN<392 kN

Ca atare,motorul satisface şi această condiţie. Se calculează diagrama de sarcină metoda cuplului echivalent.

şi se verifică motorul ales la încalzire prin

5.6. Calculul puterii motorului pentru acţionarea cabestanului de manevră (legare) A. Alegerea preliminară a puterii motorului electric 1. Calculul cuplului pentru tragerea parâmei de legare cu forţa de tracţiune nominală (pentru parâme din oţel, vegetale şi sintetice):

Mc =

F ⋅ Dc 2i ⋅ηmec

(5.63)

Pentru parâmele de legare forţa nominală de tracţiune se stabileşte conform relaţiei (5.5). 2. Viteza motorului electric în rot/min:

nn neces =

vc ⋅ i [rot / min] π ⋅ Dc

(5.64)

în care vc în [m/min] se alege pe baza recomandărilor din paragraful 5.2.2. 3. Corespunzător valorilor obţinute la punctul 1 şi 2, puterea necesară motorului electric este:

Pn neces =

M c ⋅ n n neces 9550

[ kW ]

(5.65)

4. Cuplul de pornire necesar motorului electric pentru curent alternativ pe caracteristica turaţiei de bază, pentru curent continuu pe caracteristica destinată pornirii, este:

M p neces = 2 M c

(5.66)

5. Cuplul necesar frânei electromagnetice care acţionează pe axul motorului electric:

M FE neces =

1, 5 F ⋅ D c 2i ⋅η mec

(5.67)

6. Se alege motorul electric din catalogul de motoare destinate serviciului S2 având în vedere următoarele cerinţe: a. Cuplul nominal pentru serviciul de scurtă durată, 30 minute, pe caracteristica turaţiei de bază să fie:

Mn ≥ Mc

(5.68)

b. Cuplul de frânare al frânei electromagnetice trebuie să asigure menţinerea unei forţe de tracţiune egală cu 150% din forţa de tracţiune nominală a cabestanului:

M FE ≥ M FE calc = 1,5 M c

(5.69)

B. Verificarea motorului electric din punct de vedere al asigurării vitezelor date pentru tragerea parâmelor


7. Calculul cuplului la axul motorului electric pentru tragerea parâmelor cu viteză mică: Mc min = 0,75Mc

(5.70)

Calculul se efectuează pentru cele trei tipuri de parâme: din oţel, vegetale şi sintetice. 8. Calculul cuplului la axul motorului electric pentru tragerea parâmelor cu viteză mare (parâme libere, fără încărcare): Mc max = 0,2Mc

(5.71)

Calculul se efectuează pentru trei tipuri de parâme. 9. Corespunzător cuplurilor Mc, Mc min şi Mc max din caracteristica mecanică a motorului electric se determină turaţiile nc, nc min şi nc max pentru trei tipuri de parâme. 10. Viteza de virare nominală a parâmelor în m/min este:

vc =

π ⋅ Dc ⋅ n c i

(5.72)

Cu relaţia (5.72) se determină şi vitezele minimă şi maximă introducând în expresie turaţiile corespunzătoare nc min şi nc max. C. Verificarea motorului electric pentru forţa maximă dezvoltată la cabestan 11. Calculul forţei tangenţiale maxime la tamburul cabestanului când motorul de curent alternativ dezvoltă cuplul maxim sau cuplul maxim dezvoltat de motorul de curent continuu permis de protecţia acestuia:

Fmax =

2i ⋅ηmec ⋅ M max Dc

(5.73)

12. Forţa admisă la tamburul cabestanului din condiţii de siguranţă a parâmelor: Fad = 0,75F

(5.74)

în care F este forţa nominală de tracţiune a parâmelor determinată din condiţia (5.5). Forţa maximă dezvoltată de motor trebuie să fie mai mică decât forţa admisibilă: Fmax ≤ Fad

(5.75)

Pe baza rezultatelor obţinute se concluzionează cu privire la alegerea corectă a motorului electric pentru cabestanul dat. 5.7. Scheme de comandă pentru acţionarea electrică a mecanismelor de ancorareacostare 5.7.1. Clasificare. Tipuri de protecţie electrică Schemele electrice de comandă a acţionării mecanismelor de ancorare, legare şi remorcare se clasifică astfel: • scheme de comandă cu controler; • scheme de comandă cu relee şi contactoare; • scheme de comandă pentru sistemul generator-motor; • scheme de comandă cu tiristoare.


În cele ce urmează se va face o analiză succintă a acestor scheme. Scheme de comandă cu controler Se utilizează, de regulă, pentru puteri mici, până la 20kW şi prezintă avantajul că sunt simple, precise, au gabarite şi greutăţi reduse. Se folosesc în situaţiile în care frecvenţa pornirii instalaţiilor este mică, ceea ce este caracteristic pentru funcţionarea instalaţiei de ancorare. Pornirea şi reglarea vitezei necesită atenţie şi pregătire corespunzătoare din partea operatorului. Aceste scheme nu pot asigura regimul de limitare automată a cuplului pe timpul creşterii sarcinii în perioada de smulgere a ancorei, pentru această limitare se cere intervenţia operatorului. Controlerul de comandă se dispune în apropierea motorului electric şi mecanismului acţionat. Conectarea tensiunii de alimentare se face printr-un contactor de linie a cărui bobină este alimentată atunci când controlerul se află pe poziţia zero. Acest contactor are rolul de releu de tensiune minimă şi în acelaşi timp tot prin întreruperea bobinei contactorului acţionează şi protecţia la suprasarcină. a.

b. Scheme de comandă cu relee şi contactoare

Aceste scheme sunt cele mai răspândite pe navele aflate în exploatare. Schemele de comandă cu relee şi contactoare asigură automat procesul de pornire, reglarea turaţiei şi protecţia electrică necesară electromotoarelor. Pentru comandă se folosesc contactoare şi relee dispuse într-un dulap numit staţie magnetică. Cel mai frecvent se foloseşte pornirea automată a motoarelor în funcţie de timp. Pornirea motoarelor în funcţie de curent sau în funcţie de viteză este mai dificilă de aplicat din mai multe motive, dintre care enumerăm: temperatura variabilă a mediului, fluctuaţia sarcinii, fluctuaţia căderilor de tensiune ale reţelei. Comanda acţionării electrice se realizează cu controler de comandă, de dimensiuni reduse având în vedere că în circuitele de forţă comutările necesare sunt realizate prin contactele contactoarelor, rolul controlerului fiind de a comanda închiderea sau deschiderea circuitelor de alimentare a bobinelor contactoarelor. Regula este ca rotirea manetei controlerului în sensul acelor de ceasornic (mişcarea spre dreapta) să corespundă ridicării ancorei sau strângerii parâmei şi în sens invers coborârii ancorei sau filării parâmei. Scheme de comandă pentru sistemul generator-motor Se folosesc pentru puteri mari ale instalaţiilor de ancorare, corespunzătoare unor calibre ale lanţului de ancoră care depăşesc 49mm. Acest sistem asigură cele mai bune caracteristici mecanice: reglarea vitezei în limite largi, siguranţă deplină în funcţionare, motiv pentru care sunt preferate pentru utilizări pe nave de pasageri. Pentru reducerea neajunsului privind mărirea puterii instalate s-a ajuns la soluţia realizării unui singur convertizor motor-generator care poate fi cuplat pe rând cu mai multe agregate cu funcţionări asemănătoare şi care nu lucrează simultan. c.

d. Scheme de comandă cu tiristoare Comanda cu tiristoare a motorului electric de curent continuu reprezintă una din direcţiile moderne de dezvoltare a acţionărilor electrice navale. Acest sistem concurează sistemul generatormotor din punct de vedere al realizării caracteristicilor mecanice. Problema care trebuie rezolvată constă în ridicarea fiabilităţii acestui sistem pentru condiţiile de exploatare de la bordul navelor. Sistemul permite utilizarea motorului de curent continuu pe nave electrificate în curent alternativ, cu toate avantajele sale privind caracteristicile mecanice. În ceea ce priveşte protecţia motoarelor electrice de acţionare a mecanismelor de ancorare, legare şi remorcare, conform regulilor de clasificare şi construcţie a navelor maritime aceasta trebuie să asigure: • protecţia maximală de curent; • protecţia termică de suprasarcină; • protecţie pentru limitarea sarcinii; • protecţie minimală de tensiune. În continuare se prezintă rolul şi modul în care se realizează aceste protecţii în schemele electrice.


Protecţia maximală de curent Protecţia maximală de curent acţionează la curenţii de scurtcircuit. Valorile acestor curenţi depăşesc de la câteva ori până la zeci de ori valoarea nominală a curentului. Pentru a nu pune în pericol motorul electric, protecţia în acest caz trebuie să acţioneze instantaneu şi să deconecteze alimentarea motorului electric. Protecţia maximală de curent se realizează cu relee electromagnetice al căror timp de acţionare este foarte mic, 0,05 - 0,08 secunde. Reglarea curentului de anclanşare se face în limitele 2,25 - 3,5In (In - valoarea nominală a curentului). Pentru motoare asincrone cu rotorul în scurtcircuit releele electromagnetice pentru protecţia maximală de curent nu pot fi întrebuinţate întrucât ar putea acţiona la curenţii de pornire care depăşesc de 4 - 6 ori valoarea curentului nominal. În cazul motoarelor asincrone cu rotor bobinat se pot utiliza relee maximale de curent montate pe fazele rotorului. a.

b. Protecţia termică la suprasarcină

Această protecţie acţionează la suprasarcină, adică la depăşiri mici ale sarcinii nominale, în limitele 1,1 - 1,25In. Întrucât suprasarcina poate fi suportată de motorul electric un anumit timp fără pericol, protecţia trebuie să acţioneze temporizat astfel încât suprasarcinile de scurtă durată, accidentale sau normale, cum ar fi perioada de pornire, să nu conducă la acţionarea protecţiei. Protecţia la suprasarcină se realizează cu relee termice sau în ultimul timp se folosesc termoelemente sau termorezistenţe montate pe înfăşurările motorului electric, în interiorul acestuia. Dacă suprasarcina este de durată şi deci pune în pericol integritatea motorului electric, în această situaţie releele termice acţionează şi deconectează motorul electric de la reţea. Schemele de comandă prevăd posibilitatea ca în situaţii deosebite, de avarii, prin apăsarea pe un buton să se anuleze acţiunea releelor termice şi deci motorul electric să-şi continue funcţionarea în suprasarcină pentru a face faţă situaţiei. c. Protecţia pentru limitarea sarcinii Se realizează cu relee electromagnetice de curent reglate pentru a acţiona în limitele 1,5 - 2In. În acest caz la apariţia unei suprasarcini pe treptele de viteză superioară, prin acţiunea acestui releu se comută automat funcţionarea motorului electric pe altă caracteristică mecanică corespunzătoare unei viteze mai mici. Acest lucru la motoarele asincrone în scurtcircuit se obţine prin comutarea înfăşurării statorice pentru un număr de poli mai mare iar la motoarele de curent continuu şi motoarele asincrone cu rotor bobinat prin introducerea unor trepte de rezistenţă în circuitul rotorului. Prin acest procedeu se face faţă suprasarcinii fără a deconecta motorul electric de la reţea. Pentru ca releele electromagnetice de sarcină să nu acţioneze la curenţii de pornire, acestea se construiesc cu temporizare la acţionare. d. Protecţia la tensiune minimă

Protecţia la tensiune minimă acţionează la scăderea tensiunii sub 0,5Un sau la dispariţia tensiunii de alimentare şi se realizează cu relee electromagnetice. Prin acţiunea acestor relee se scoate din funcţiune instalaţia. La revenirea tensiunii de alimentare instalaţia nu funcţionează. Este necesară intervenţia operatorului care readuce manual controlerul de comandă pe poziţia zero şi astfel schema este pregătită pentru o nouă funcţionare. 5.7.2. Scheme electrice de comandă cu controler a acţionării cabestanelor (vinciurilor) de ancoră În figura 5.12. este reprezentată schema electrică de comandă prin controler a acţionării cabestanului de ancoră cu motor asincron în scurtcircuit. Elementele componente ale schemei reprezentate în figura 5.12. sunt: m - motor asincron în scurtcircuit având pe stator trei înfăşurări construite pentru numărul de poli 2p = 4, 8, 16; C1 - contactor de linie; C2, C3 - contactoare pentru cuplarea înfăşurării de viteză maximă; m2 - transformator pentru alimentarea schemei de comandă; n1, n2 - diode redresoare;


FE - frâna electromagnetică; b(1-1’) - b(12-12’) - contactele controlerului de comandă; b1 - buton de avarie; e1 ÷ e4 - relee termice pentru protecţie la suprasarcină; f - siguranţe fuzibile pentru protecţia schemei de comandă. Situaţia elementelor schemei la aplicarea tensiunii de la reţea. La aplicarea tensiunii de la reţea, controlerul de comandă fiind pe poziţia zero, este închis contactul b(1-1’) şi va fi pus sub tensiune contactorul de linie C1 care îşi închide contactele pregătind schema pentru funcţionare. Funcţionarea. Pe prima poziţie “VIRA” se deschide contactul b(1-1’) şi se închid contactele b(3-3’), b(5-5’), b(7-7’), b(10-10’), b(11-11’) şi b(12-12’). Motorul se cuplează la reţea pentru succesiunea normală a fazelor, cu înfăşurarea corespunzătoare numărului de poli 2p=16 şi porneşte cu viteza minimă. Pe poziţia 2 “VIRA” se deschid contactele b(10-10’), b(11-11’), b(12-12’) şi se închid contactele b(8-8’) şi b(9-9’). Se întrerupe alimentarea înfăşurării 2p=16 şi se alimentează înfăşurarea corespunzătoare pentru 2p=8. Viteza de rotaţie va fi viteza medie. Pe poziţia 3 “VIRA” se închide în plus contactul b(2-2’) care stabileşte circuitul de alimentare a contactoarelor C2 şi C3. Prin contactele principale ale acestor contactoare se deconectează înfăşurarea de viteză medie şi se conectează înfăşurarea de viteză maximă (2p=4). În paralel cu contactul b(2-2’) se închide contactul C2(6-8) de automenţinere. Pe poziţia 4 se menţine viteza maximă, dar spre deosebire de poziţia 3 pe această poziţie funcţionează protecţia de suprasarcină. Funcţionarea pe poziţiile “FILA” este aceeaşi, schema fiind simetrică. Deosebirea constă numai în faptul că în locul contactelor b(3-3’), b(5-5’) se închid contactele b(4-4’), b(6-6’) prin care se inversează două faze ale tensiunii de alimentare şi se obţine în acest fel schimbarea sensului de rotaţie. Protecţia. Releele termice e1, e2, e3, e4 asigură protecţia la curenţi maximali. Protecţia acţionează prin contactele normal închise aflate în circuitul de alimentare a contactorului de linie. La deschiderea unui contact al releelor termice se asigură deconectarea motorului de la reţea prin contactorul de linie. Butonul b1 are rolul de a bloca acţiunea protecţiei în anumite situaţii când este necesară menţinerea în funcţiune a acţionării pentru o durată scurtă de timp, cu riscul care există în ceea ce priveşte distrugerea motorului dacă se prelungeşte peste o anumită limită timpul de anulare a protecţiei. Protecţia la sarcină este realizată de releul d montat în circuitul înfăşurării de viteză maximă (2p = 4). În situaţia în care funcţionând cu viteza maximă, controlerul pe poziţia 4, apare o suprasarcină care se menţine o anumită durată, acţionează releul d şi prin deschiderea contactului d(35) se întrerupe alimentarea contactoarelor C2, C3. Ca urmare se deconectează automat înfăşurarea de viteză maximă şi se conectează înfăşurarea de viteză medie. După trecerea perioadei de suprasarcină pentru a restabili concordanţa dintre poziţia controlerului şi viteza motorului se revine pe poziţia 2 sau 3 după cum se doreşte menţinerea vitezei medii sau trecerea din nou la viteza maximă. Protecţia la tensiune minimă este asigurată de contactorul de linie C1. În cazul acţionării cabestanului de ancoră cu motor asincron cu trei viteze, de regulă, viteza medie este viteza de bază. Viteza minimă se foloseşte la aşezarea ancorei în nară iar viteza maximă pentru ridicarea ancorei după smulgere.


255


Fig. 5.12. Schema electrică de comandă prin controler a acţionării cabestanului de ancoră cu motor de curent alternativ

256


Schema de comandă cu controler prezentată în figura 5.12. se utilizează pentru puteri reduse cuprinse în limitele 6 - 12kW. Pentru astfel de puteri comanda cu controler prezintă o serie de avantaje: simplitate, siguranţă în funcţionare, greutăţi şi gabarite reduse. În ambele scheme prezentate, pe timpul filării ancorei cu ajutorul dispozitivului electric de acţionare, motor electricul poate lucra în regim de funcţionare ca motor sau generator cu frânare dinamică în cazul motorului de curent continuu sau generator cu recuperare în cazul motorului asincron. Regimul de funcţionare ca motor poate ava loc în momentul iniţial al filării când cuplul dat de greutatea ancorei este mai mic decât cuplul forţelor de frecare din mecanismul de transmisie şi pentru coborârea ancorei maşina electrică dezvoltă un cuplu motor de învingere a frecărilor transmisiei mecanice. De la o anumită adâncime, greutatea ancorei şi a lanţului creează un cuplu mai mare decât cel dat de forţele de frecare şi maşina electrică trece în regim de generator, dezvoltând un cuplu de frânare care limitează viteza de coborâre a ancorei. 5.7.3. Scheme electrice de comandă cu relee şi contactoare ale acţionării cabestanelor (vinciurilor) de ancoră Schema de comandă cu contactoare şi relee în curent alternativ a acţionării cabestanului de ancoră cu motor asincron cu rotor în scurtcircuit este prezentat în figura 5.13. Pentru realizarea celor trei trepte de viteză în crestăturile statorului sunt dispuse două înfăşurări separate dintre care una este comutabilă. Înfăşurarea comutabilă pentru conexiunea triunghi are numărul de poli 2p = 16 iar pentru conexiunea dublă stea are numărul de poli 2p = 8, ceea ce corespunde vitezelor sincrone de 375 rot/min şi 750 rot/min. Înfăşurarea necomutabilă este realizată cu numărul de poli 2p = 4, corespunzător vitezei sincrone de 1500 rot/min. Elementele componente ale schemei electrice din figura 5.13. sunt: m - motor electric asincron cu rotorul în scurtcircuit, cu trei trepte de viteză; C1, C2 - contactoare de cuplare la reţea pentru sensurile de rotaţie dreapta sau stânga; C3 - contactor pentru conectarea înfăşurării comutabile, în triunghi; C4, C6 - contactoare pentru cuplarea înfăşurării comutabile în dublă stea; C5 - contactor pentru cuplarea înfăşurării necomutabile; C7 - contactor pentru cuplarea bobinei frânei electromagnetice; d1 - releu de tensiune minimă; d2 - releu pentru comutare automată de la viteză mare la viteză medie; d3 - releu pentru blocarea acţiunii protecţiei; d4 - releu de sarcină; e1, e2, e3 - relee termice de protecţie maximală de curent; FE - bobina frânei electromagnetice; b(1-1’) ÷ b(8-8’) - contactele controlerului de comandă; b1 - buton pentru anularea protecţiei; h - lampă de semnalizare. Este aprinsă când poziţia controlerului corespunde cu viteza motorului şi se stinge când acţionează protecţia de sarcină; f - siguranţe fuzibile pentru protecţia schemei de comandă; a - separator cu pârghie. Situaţia elementelor schemei la aplicarea tensiunii de la reţea. Se închide separatorul pentru aplicarea tensiunii schemei de comandă. Controlerul fiind pe poziţia zero sunt închise contactele b(1-1’) şi b(8-8’). Sunt alimentate releele d1 şi d2 care închid contactele d1(2-4), d2(2-4), d2(6-8), d2(10-12) şi deschid contactul d2(3-5). Se aprinde lampa de semnalizare h şi schema este pregătită pentru funcţionare. Funcţionarea. Pe poziţia 1 “VIRA” sunt închise contactele b(1-1’), b(2-2’), b(3-3’) şi se deschide contactul b(8-8’). Tensiunea de alimentare a schemei de comandă se menţine prin contactul releului de tensiune minimă d1(2-4). Sunt închise circuitele de alimentare pentru contactoarele C1 şi C3. Contactele principale ale acestor contactoare conectează înfăşurarea comutabilă cu conexiunea triunghi (2p=16) la reţeaua de alimentare. Motorul porneşte cu viteza minimă în sensul virare a ancorei la bord.


În figura 5.14. sunt prezentate caracteristicile mecanice ale motorului electric corespunzătoare celor trei trepte de viteză. În poziţia 1 a controlerului corespunzătoare turaţiei minime punctul de funcţionare se situează pe caracteristica mecanică 1. În poziţia 2 “VIRA” se deschide contactul b(2-2’) şi se închid contactele b(4-4’) şi b(6-6’). Este întreruptă alimentarea contactorului C3 şi se stabileşte alimentarea pentru contactoarele C4, C6 în ordinea C6, C4. Ca urmare se schimbă conexiunea înfăşurării comutabile din triunghi în dublă stea şi corespunzător se modifică numărul de poli de la 2p = 16 la 2p = 8. Turaţia motorului electric va creşte de la valoarea minimă la valoarea medie.


2p = 4

2p = 16/8

259


Fig. 5.13. Schema electrică de comandă a acţionării cabestanului de ancoră cu relee şi contactoare pentru motor asincron în scurtcircuit cu trei viteze

260


Fig. 5.14 Caracteristicile mecanice ale acţionării cu motor asincron cu trei trepte de viteză

În poziţia 1 a controlerului corespunzătoare turaţiei minime punctul de funcţionare se situează pe caracteristica mecanică 1. În poziţia 2 “VIRA” se deschide contactul b(2-2’) şi se închid contactele b(4-4’) şi b(6-6’). Este întreruptă alimentarea contactorului C3 şi se stabileşte alimentarea pentru contactoarele C4, C6 în ordinea C6, C4. Ca urmare se schimbă conexiunea înfăşurării comutabile din triunghi în dublă stea şi corespunzător se modifică numărul de poli de la 2p = 16 la 2p = 8. Turaţia motorului electric va creşte de la valoarea minimă la valoarea medie. La mutarea controlerului pe poziţia 3 se deschid contactele b(1-1’), b(4-4’) şi se închide contactul b(7-7’). Fiind deschis şi contactul d2(3-5) se întrerupe alimentarea contactoarelor C4, C6 şi este alimentat contactorul C5. Prin aceasta înfăşurarea comutabilă este scoasă de sub tensiune şi se cuplează la reţea cea de-a doua înfăşurare, care asigură viteza mare de funcţionare a motorului electric. Punctul de funcţionare se mută pe caracteristica mecanică 3. Pe poziţia 3 a controlerului alimentarea releului d2 este menţinută prin propriul contact d2(10-12). Schema fiind simetrică, funcţionarea pe poziţiile “FILA” ale controlerului este identică. Aşa cum se observă din reprezentarea caracteristicilor mecanice în figura 5.14., comutarea triunghi - dublă stea utilizată pentru înfăşurarea comutabilă asigură schimbarea turaţiei de la simplu la dublu şi reducerea la jumătate a cuplului, menţinându-se constantă puterea motorului electric. Această soluţie este optimă pentru acţionările de la bordul navei întrucât prin comutare nu se produc şocuri de curent în reţea. Comutarea stea - dublă stea care asigură menţinerea aproximativ constantă a cuplului şi dublarea puterii nu este de preferat în condiţiile în care motorul electric de acţionare a cabestanului este un consumator mare de putere, iar centrala electrică de la bordul navei are putere limitată. Din acelaşi motiv înfăşurarea necomutabilă pentru viteza mare se realizează pentru aceeaşi putere astfel încât la comutarea treptelor de viteză puterea absorbită de motorul electric din reţea rămâne constantă pentru o anumită valoare a cuplului de sarcină. Caracteristica mecanică 2 corespunzătoare vitezei medii reprezintă caracteristica de bază pentru funcţionarea motorului electric de acţionare a cabestanului de ancoră. Viteza mică se foloseşte pentru poziţionarea ancorei în nară, iar viteza mare pentru ridicarea ancorei după smulgere. Protecţia. La funcţionarea motorului electric cu viteză mare în cazul apariţiei unei suprasarcini care se menţine o anumită durată, releul de sarcină d4 asigură scăderea automată a vitezei. Controlerul de comandă fiind pe poziţia 3, dacă apare o suprasarcină de durată, acţionează releul d4 şi se deschide contactul d4(3-5) prin care se întrerupe alimentarea releului d2. Prin deschiderea contactului d2(6-8) se întrerupe alimentarea contactorului C5 şi prin închiderea contactului d2(3-5) se conectează alimentarea contactoarelor C4 şi C6. Înfăşurarea corespunzătoare vitezei mari este scoasă de sub tensiune şi se pune sub tensiune înfăşurarea comutabilă cu conexiunea dublă stea.

261


Motorul electric îşi va reduce automat viteza de la valoarea mare la valoarea medie. Contactul d2(2-4) se deschide şi lampa de semnalizare h se stinge indicând funcţionarea protecţiei de sarcină cât şi faptul că poziţia controlerului nu mai este în concordanţă cu viteza reală a motorului electric. După trecerea a câteva zeci de secunde releul d4 îşi închide din nou contactul d4(3-5) însă circuitul releului d2 nu se restabileşte întrucât pe poziţia 3 a controlerului este deschis contactul b(1-1’). Pentru conectarea din nou a înfăşurării de viteză mare este necesar să se revină cu controlerul pe poziţia 2 şi după aceea să se treacă pe poziţia 3. La revenirea pe poziţia 2 se închide circuitul de alimentare al releului d2 şi se aprinde lampa h indicând faptul că poziţia controlerului este în concordanţă cu viteza motorului. Protecţia maximală de curent este asigurată de releele termice e1, e2, e3. La depăşirea de durată peste o anumită limită a curentului nominal contactele releelor termice întrerup funcţionarea motorului electric prin deschiderea circuitului de alimentare a releului de tensiune minimă. Protecţia la tensiune minimă este asigurată de releul d1. În situaţiile în care condiţiile de exploatare impun ca necesară funcţionarea instalaţiei chiar cu riscul de a se deteriora, schema este prevăzută cu posibilitatea de anulare a protecţiei. Prin apăsarea pe butonul b1 este alimentat releul d3 care prin contactele d3(2-4) şi d3(6-8) anulează protecţia de sarcină şi protecţia maximală. Anularea protecţiei durează cât timp se ţine apăsat butonul b1. Operatorul trebuie să cunoască că prelungirea timpului de apăsare peste o anumită limită duce la arderea motorul electric. Schemele de comandă a acţionării cabestanului de ancoră cu motoare asincrone în scurtcircuit se întrebuinţează pentru puteri până la 60kW. Pentru puteri mai mari, până la 100kW, se utilizează motorul asincron cu rotor bobinat. La puteri mari schema de acţionare necesită o cantitate sporită de aparataj electric şi devine comparabilă din punct de vedere al preţului de cost cu sistemul generatormotor. În această situaţie este de preferat sistemul generator-motor care asigură cel mai bine caracteristicile mecanice necesare pentru acţionarea cabestanului de ancoră, prezintă siguranţă în funcţionare şi simplitate în exploatare.

262


ACŢIONAREA ELECTRICĂ A INSTALAŢIILOR DE ÎNCĂRCARE – DESCĂRCARE 6.1. Destinaţie, regimuri de lucru şi tipurile mecanismelor navale de încărcare Vinciurile de încărcare şi macaralele navale sunt destinate, în principal, pentru lucrările de încărcare-descărcare executate la bordul navelor. În construcţia navelor moderne se urmăreşte creşterea rentabilităţii exploatării navei care se obţine în principal prin reducerea duratei de staţionare în porturi pentru operaţii de încărcare-descărcare şi micşorarea duratei de deplasare între două porturi prin sporirea vitezei de marş. Navele de mărfuri moderne şi cele în perspectivă ajung la viteze de 22 Nd şi se preconizează pentru viitor de 30-32 Nd. Dotarea navei cu instalaţii moderne de încărcare-descărcare care să ducă la scurtarea duratei acestor lucrări, constituie calea principală de mărire a eficienţei economice a navei, avându-se în vedere că pentru o navă comercială 1/3 până la 2/3 din perioada de exploatare reprezintă timpul lucrărilor de încărcare-descărcare. Mecanismele de încărcare-descărcare se caracterizează prin existenţa unui număr mare de regimuri de lucru şi funcţionează cu sarcini şi viteze care se repetă ciclic. Durata unui ciclu constă din perioadele în care mecanismul funcţionează şi din pauze. Durata pauzelor depinde de rapiditatea prinderii şi desprinderii încărcăturii şi variază în limite foarte largi. Gama de viteze a acestor mecanisme trebuie să fie foarte mare întrucât, pe de o parte, vitezele mari scurtează durata ciclului, iar vitezele mici permit aşezarea fără şocuri a încărcăturii. Pe baza datelor referitoare la regimurile de funcţionare ale mecanismelor de încărcaredescărcare se pot determina caracteristicile optime de viteză şi parametrii regimurilor cărora trebuie să le corespundă acţionarea electrică. Mecanismele navei cu acţionare electrică pentru manevrarea greutăţilor pot fi clasificate după: destinaţie, tipul mecanismului de transmisie, sistemul de comandă şi după felul curentului. În funcţie de destinaţie, după caracterul operaţiei îndeplinite, se împart în: • vinciuri de încărcare şi macarale pentru mărfurile generale, adică mărfuri transportate în pachete sau paleţi (baloţi), rulouri, cutii, saci, butoaie şi de asemenea cherestea, laminate şi mărfuri sub formă de pulberi (cărbune, minereu ş.a.); • vinciurile de încărcare şi macaralele pentru operaţii speciale: ridicare şalupe sau bărci de salvare, ridicare scară de bord, remorcare, ridicare traulere, ascensoare etc.. După tipul mecanismului de transmisie se împart în vinciuri de încărcare şi macarale cu transmisie mecanică şi cu transmisie hidraulică. După sistemul de comandă mecanismele navale de încărcare se împart astfel: • comandă directă prin controler; • comandă prin relee şi contactoare; • sistem generator-motor; • sisteme cu tiristoare sau amplificatoare magnetice. În funcţie de felul curentului se disting mecanisme de încărcare cu acţionări electrice de curent continuu şi de curent alternativ. Cele mai răspândite mecanisme navale de încărcare sunt vinciurile şi macaralele. Vinciurile de încărcare. În figura 6.1. este prezentată amplasarea unei instalaţii de încărcare în prova navei. Instalaţia constă din următoarele elemente principale: bigile 1, coloana 2, gurile de magazie 3, parâma şi cârligul de sarcină, vinciurile de încărcare 4 şi macaralele 5. Vinciul de încărcare este cuplat şi cu un vinci de ridicare a bigii fără sarcină necesar stabilirii poziţiei iniţiale a bigii. Cele două vinciuri sunt blocate electric, astfel încât nu pot funcţiona simultan.

266


Fig. 6.1. Amplasarea instalaţiei de încărcare Vinciurile navale moderne se caracterizează prin dimensiuni relativ reduse, forme simple şi sunt construcţii etanşe la apă. Unele vinciuri, în afara tamburului principal de sarcină, au tambure auxiliare care pot fi folosite pentru alte manevre, de exemplu pentru ridicarea şi coborârea bigilor. Stoparea rapidă a vinciului şi fixarea poziţiei sarcinii atunci când motorul electric de acţionare este oprit, se realizează prin acţionarea automată a frânei electromagnetice realizată în cele mai multe cazuri sub forma de frână disc montată pe axul motorul electric. Vinciul de încărcare cu bigi reprezintă o soluţie simplă utilizată frecvent pe navele comerciale datorită avantajelor sale comparativ cu alte instalaţii de ridicare, privind: posibilitatea de supraîncărcare mărită, deservirea unei suprafeţe mai mari, posibilitatea de a funcţiona şi în condiţii de oscilaţii reduse ale navei. Ca dezavantaj se poate menţiona durata de timp necesară pentru aducerea bigilor în poziţia de lucru având în vedere că pe timpul marşului bigile se aşează de regulă în poziţie orizontală în axul navei. Macaralele de încărcare. În afara vinciurilor de încărcare cu bigi, pe nave sunt utilizate şi macarale. Macaralele sunt prevăzute cu mecanisme de ridicare a sarcinii, mecanisme de rotire şi mecanisme de basculare a braţului macaralei pentru modificarea razei de acţiune. Toate aceste mecanisme se pot amplasa atât pe punte cât şi sub punte, iar motoarele electrice de acţionare se amplasează pe platforma rotitoare a macaralei primind alimentarea prin căi de curent speciale. Tot echipamentul electric este amplasat pe macara şi cele trei mecanisme pot funcţiona separat sau simultan. Macaralele prezintă avantajul că, spre deosebire de vinciurile de încărcare cu bigi, sunt permanent gata de funcţionare. Ele realizează cicluri de funcţionare mai scurte şi deci productivitate mărită. Sunt de asemenea construcţii compacte realizate etanş la pătrunderea apei. În acelaşi timp prezintă şi unele neajunsuri comparativ cu vinciurile de încărcare, cum ar fi: posibilitate limitată de supraîncărcare, suprafaţa deservită este mai mică, limitarea lucrului pentru înclinări ale braţului mai mici de 5° sau în condiţii de oscilaţii ale navei. Regimurile de funcţionare ale vinciurilor de încărcare sunt în funcţie de caracterul operaţiunilor de încărcare şi de felul sarcinii. Operaţiunile de încărcare se pot efectua cu o bigă sau cu două bigi. Dacă în timpul operaţiunilor lucrează o singură bigă, ridicarea şi coborârea sarcinii se efectuează cu ajutorul vinciului iar deplasarea pe orizontală se face manual sau cu ajutorul unui alt vinci. În acest caz, se ridică mai întâi sarcina, apoi se deplasează pe orizontală, după care se coboară. După eliberarea sarcinii cârligul gol se deplasează în sens invers. La efectuarea operaţiunilor de încărcare-descărcare cu ajutorul a două bigi, una din ele se aduce deasupra gurii de magazie iar cealaltă deasupra locului de pe mal în care se depune sarcina. Ambele capete ale parâmelor celor două vinciuri se leagă la acelaşi cârlig. În figura 6.2 este prezentată amplasarea bigilor 1 şi 2 în timpul încărcării navei prin acest sistem şi traiectoria sarcinii. Operaţiunea de încărcare se efectuează în următoarea succesiune. Vinciul 1 ridică sarcina în timp ce vinciul 2 eliberează parâma de manevră. După ce sarcina a fost ridicată, vinciul 2 trage parâma de manevră deplasând sarcina pe orizontală în timp ce vinciul 1 eliberează uşor parâma. După

267


deplasarea sarcinii pe orizontală până în dreptul gurii de magazie, vinciul 2 coboară sarcina în magazie în timp ce vinciul 1 filează parâma. Mecanismelor navale moderne destinate pentru operaţiunile de încărcare-descărcare li se cere să asigure: productivitate mare, siguranţă în funcţionare, simplitatea deservirii şi a conducerii, economicitate, greutate şi gabarite mici, simplitatea montării. Productivitatea vinciului de încărcare se apreciază după cantitatea de marfă încărcată în timp de o oră. Prin siguranţa în funcţionare se înţelege o funcţionare fără întrerupere a vinciului de încărcat. Pentru aceasta este necesar ca instalaţia să funcţioneze sigur atât din punct de vedere al dispozitivelor electrice cât şi mecanice. Deservirea simplă presupune accesul comod la piesele care trebuie observate, reglate, curăţite, unse, reparaţii şi înlocuiri simple precum şi o schemă electrică simplă. Prin simplitatea conducerii se înţelege punerea uşoară în funcţiune şi posibilitatea deservirii de către personal fără o calificare deosebită.

Fig. 6.2. Amplasarea bigilor şi traiectoria de mişcare a sarcinii pe timpul lucrului cu două bigi. a - amplasarea bigilor, b - traiectoria încărcăturii Economicitate înseamnă preţ de cost redus, reparaţii cu costuri mici şi funcţionarea instalaţiei de încărcare cu randament ridicat. Simplitatea montării se asigură prin dispunerea întregii instalaţii pe o placă comună, astfel încât să fie montată uşor la bordul navei. În figura 6.3. este prezentată schema cinematică a vinciului cu transmisie mecanică. Vinciul de acest tip se compune din tamburul de sarcină 1 fixat pe axul 2 împreună cu tamburii de manevră 3. Axul este cuplat prin reductorul cu roţi cilindrice 4, cu motorul electric 6 şi frâna electromagnetică 5. Reductorul cu roţi dinţate cilindrice are randament ridicat, circa 0,8 - 0,85 şi moment de inerţie redus, comparativ cu alte tipuri de reductoare. Pentru reducerea zgomotului roţile sunt cu dinţii înclinaţi sau în V. Vinciurile de acest tip se construiesc cu raport de transmisie constant sau reglabil în două trepte cu ajutorul unui schimbător manual de viteză. Executarea transmisiei mecanice cu două trepte

268


de reglare duce la dublarea numărului treptelor de reglare oferită de schema electrică de comandă, ceea ce face să crească productivitatea vinciului de încărcare.

Fig. 6.3. Schema cinematică a vinciului cu transmisie mecanică. În figura 6.4. este prezentat aspectul general al vinciului de încărcare.

Fig. 6.4. Aspectul general al vinciului de încărcare. Vinciul prezentat în figura 6.4. se compune din: flanşa motorul electric1, reductor 2, tambur de sarcină 3, tambur de manevră 4, staţie magnetică 5. Toate elementele vinciului, inclusiv postul de comandă, sunt montate pe o placă comună pentru a uşura montarea la bordul navei. Sunt folosite de unele firme constructoare şi transmisii mecanice cu şurub melc-roată melcată. Acest tip de transmisie oferă posibilitatea reducerii greutăţii şi gabaritelor transmisiei, în schimb însă, randamentul acestor transmisii este mai mic comparativ cu randamentul transmisiei cu roţi cilindrice. În tabelul 6.1. se prezintă câteva date tehnice ale unor vinciuri de 1,5 şi 5 t acţionate cu motor de curent continuu şi cu motor de curent alternativ. Tabelul 6.1. Caracteristici tehnice Capacitate nominală de încărcare [t] Diametrul tamburului de sarcină [mm] Tipul reductorului Raport de transmisie Viteza nominală de ridicare a încărcăturii nominale [m/min.]

1,5 350

Curent continuu 3 5/3 400 500

Cu o viteză 15,75

23,34

59

54

Cu două viteze 46,8 28,6 32,6 56,5

269


1 350

Curent alternativ 1,5 5/3 400 500

Cu o viteză 35

48,6

57

48,5

Cu două viteze 95,5 52 28,4 52,8

Caracteristici tehnice Viteza maximă de ridicare a unei jumătăţi de încărcătură nominală raportată la viteza nominală Viteza minimă de coborâre a încărcăturii nominale raportată la viteza nominală

Curent continuu

Curent alternativ

1,2

1,2

1,2

1,01

1,01

1,01

0,085

0,055

0,064 0,054

0,2

0,19

0,19

Viteza maximă de ridicare a cârligului gol raportată la cea nominală Viteza maximă de coborâre a cârligului gol raportată la cea nominală

2

2

2

1,04

1,04

1,04

1,7

1,7

1,6

1,04

1,04

1,04

Puterea motorului [kW]

17,7

32,3

32,6

20

32

32

Viteza nominală de rotaţie, rot/min

670

740

740

1400

1410

1411

6.2. Prevederile societăţilor de clasificare Alegerea tipului motorul electric şi caracteristicile mecanice ale acţionării se determină pe baza următorilor factori: caracteristicile de lucru ale mecanismului de încărcare, productivitatea, reglarea vitezei, caracterul proceselor tranzitorii, felul curentului pe navă. În continuare se prezintă o analiză a acestor cerinţe. Asigurarea unei înalte productivităţi este factorul de bază care determină caracteristicile acţionării electrice. Unul din factorii importanţi care conduce la creşterea productivităţii constă în mărirea vitezei de ridicare a încărcăturii nominale. Ceilalţi factori care conduc la scurtarea ciclului de încărcare şi pe această cale la creşterea productivităţii, depind de felul încărcăturii şi organizarea lucrărilor în magazii şi la mal şi nu pot fi influenţaţi de caracteristicile acţionării electrice. Creşterea vitezei de ridicare conduce la mărirea puterii acţionării electrice a cărei valoare este direct proporţională cu viteza de ridicare conform relaţiei de calcul:

P=

G n ⋅ vn η mec

(6.1)

în care: Gn - sarcina nominală, vn - viteza nominală, ηmec - randamentul transmisiei. În acelaşi timp productivitatea vinciului nu va creşte proporţional cu creşterea vitezei de ridicare. La viteze mari se măreşte porţiunea de cursă efectuată pe timpul accelerării şi frânării şi, întrucât înălţimea de ridicare a sarcinii nu este mare, viteza medie va creşte cu puţin. În cele ce urmează se prezintă modalitatea de alegere a vitezei de funcţionare a mecanismelor navale de încărcat. Considerând că viteza v creşte liniar în timpul accelerării, se poate determina distanţa parcursă în timpul accelerării Sa:

Sa =

v ⋅ ta 2

(6.2)

Dacă presupunem că timpul de frânare este de două ori mai mic decât cel de accelerare, distanţa parcursă în timpul regimului tranzitoriu de accelerare şi frânare este:

St = S a + S f =

t  v  t a + a  = 0 ,75v ⋅ t a 2 2

(6.3)

Timpul de accelerare depinde de acceleraţia maxim admisă pentru deplasarea sarcinii în siguranţă, ga, care de obicei variază în limitele

[

g a = 0 ,2 ÷ 0 ,35 m / s 2

]

Considerând mişcarea uniform accelerată se calculează durata accelerării,

270


(6.4)

v ga

(6.5)

v v2 = 0 ,75 ga ga

(6.6)

ta = şi distanţa parcursă pe durata regimului tranzitoriu.

S t = 0 ,75v ⋅

Pentru valoarea medie a acceleraţiei ga = 0,25 m/s2, rezultă

S t = 3v 2

(6.7) Pe de altă parte, timpul total de ridicare a sarcinii cu viteza v la înălţimea H este:

T=

H − St + ta + t f v

(6.8)

Utilizând expresiile anterioare se obţine:

H − St H − St H − S t 2S t + t a + 0 ,5t a = + 1,5t a = + = v v v v H + S t H + 3v 2 = = v v

T =

(6.9)

În figura 6.5 sunt prezentate curbele T = f(v) construite pe baza expresiei (6.9) pentru înălţimile de ridicare cele mai posibile, de 10 m şi 7 m. Din figura 6.5 se observă că pentru viteze de 1,2 - 2 m/s (în funcţie de înălţimea de ridicare) timpul de ridicare rămâne practic constant. Rezultă că la creşterea vitezei peste 1 - 1,2 m/s nu se obţine reducerea timpului de ridicare în schimb se măreşte foarte mult puterea acţionării electrice, care, aşa cum am menţionat, este direct proporţională cu viteza. De remarcat că practica confirmă aceste concluzii. Ca urmare, pentru înălţimi medii, până la 10 m, viteza nominală de ridicare a sarcinii nominale adoptată de cele mai multe firme constructoare este de 0,75 ÷ 0,92 m/s (45 ÷ 55 m/min.), iar pentru înălţimi mai mari, de 1,25 m/s (85 m/min.). În practică se întâlnesc uneori şi viteze de 2 m/s (120 m/min.). Reglarea în limite largi a vitezei. Întrucât puterea motorului electric este determinată în funcţie de viteza nominală de ridicare, vn, a sarcinii nominale, Gn, pentru utilizarea cât mai completă a puterii motorului şi pentru scurtarea duratei ciclului de încărcare-descărcare se recomandă ridicarea cârligului gol sau cu sarcină redusă, cu o viteză mai mare decât cea corespunzătoare sarcinii nominale. Se pot admite în aceste cazuri şi acceleraţii mai mari decât la funcţionarea nominală.

Fig. 6.5. Curbele T = f(v) pentru h = 10 m şi H = 7 m.

271


Pentru a asigura creşterea automată a vitezei la funcţionarea în gol sau cu sarcină mică şi în acelaşi timp pentru a simplifica schema de comandă este necesar să se utilizeze motoare electrice a căror turaţie să crească automat la reducerea sarcinii. În practica lucrului cu instalaţiile de încărcat, viteza de ridicare şi coborâre a cârligului gol nu poate fi mărită peste o anumită limită, existând riscul slăbirii parâmei de tracţiune pe toba vinciului şi încurcarea acesteia. În practică, viteza de ridicare şi coborâre a cârligului gol este mai mare de 3 - 4 ori decât viteza nominală de ridicare a sarcinii. Câteva firme engleze (de exemplu firma Clarke Chapmann) admit mărirea acestei viteze până la de 5 - 6 ori în raport cu viteza nominală. Reglarea vitezei vinciului este solicitată şi pentru coborârea încărcăturilor. Pentru o serie de mărfuri (laminate, mărfuri în saci) viteza mare de coborâre nu este dăunătoare. Sunt însă şi alte mărfuri (aparate, obiecte din sticlă sau ceramică) care necesită limitarea vitezei de coborâre. De asemenea pentru aşezarea fără şocuri, îndeosebi atunci când marea este agitată, este necesară micşorarea vitezei de coborâre. În practica exploatării s-a constatat că viteza de depozitare a sarcinii pentru o aşezare normală a acesteia este cuprinsă în limitele 0,1 ÷ 0,25 m/s. Vitezele relative ale acţionării vinciului pe durata operaţiunilor de încărcare-descărcare în funcţie de valoarea vitezei nominale se înscriu de regulă în limitele: • • • •

viteza de ridicare a sarcinii normale viteza de ridicare a jumătăţii de sarcină nominală viteza de ridicare a cârligului gol viteza de coborâre a sarcinii nominale, sarcinii parţiale şi cârligul gol • viteza de depozitare a sarcinii

vn (1,5 ÷ 1,7) vn (3 ÷ 3,5) vn (2 ÷ 2,5) vn (1/5 – 1/3) vn

Reducerea duratei regimului tranzitoriu. Deoarece înălţimile de ridicare şi coborâre a încărcăturilor sunt relativ mici, durata regimului tranzitoriu de accelerare şi frânare constituie o mare parte din timpul de lucru al vinciului. Regimul de lucru fiind un serviciu intermitent de scurtă durată este însoţit de numeroase porniri şi opriri, până la 500 de conectări pe oră şi chiar mai multe în unele cazuri. Influenţa regimului tranzitoriu al acţionării se analizează din două puncte de vedere: • influenţa curenţilor de pornire şi frânare asupra reţelei electrice de la bordul navei; • durata accelerării şi frânării sistemului. Pentru micşorarea duratei proceselor tranzitorii şi scurtarea pe această cale a ciclului de lucru al vinciului este necesar: • să se mărească cuplul de pornire al motorului; • să se micşoreze momentul de volant, GD2, al motorul electric. Puterea surselor de energie electrică la bordul navei având o valoare relativ redusă se impune ca valoarea curentului de pornire pentru motorul electric de acţionare să nu depăşească anumite limite. Valoarea cuplului de pornire pentru motoarele asincrone corespunde datelor din catalogul firmelor constructoare. Motoarele electrice cu viteză mare au gabarite, greutăţi şi momente de volant mai mici dar necesită pentru acţionarea vinciului mecanisme cu raport de transmisie mare, ceea ce conduce la creşterea greutăţii şi a momentelor de inerţie pe partea de transmisie mecanică. De asemenea, creşterea raportului de transmisie are ca urmare reducerea randamentului transmisiei. Motoarele electrice cu viteză mică necesită rapoarte de transmisii mai mici în schimb au gabarite, greutăţi şi momente de volant mai mari. Din considerentele expuse mai sus se recomandă ca soluţii optime folosirea motoarelor de curent alternativ cu turaţia 1500 rot./min. iar în cazul curentului continuu cu turaţia până la 1700 rot./min.

6.3. Stadiul actual şi direcţii de dezvoltare 6.3.1. Prezentarea generală

272


Construcţia navelor moderne electrificate în curent alternativ a impulsionat dezvoltarea instalaţiilor navale de ridicat. Aceste instalaţii sunt alimentate în curent alternativ şi asigură productivitate înaltă prin rapiditatea operaţiilor de încărcare-descărcare şi micşorarea pe această cale a duratei de staţionare a navei în porturi. Există două tendinţe de dezvoltare a acţionărilor electrice pentru instalaţiile de încărcare. Una din ele priveşte folosirea nemijlocită a motoarelor de curent alternativ care asigură simplitate, siguranţă şi condiţii uşoare de exploatare dar necesită în schimb luarea unor măsuri speciale pentru obţinerea caracteristicilor optime de funcţionare. A doua direcţie constă în păstrarea în calitate de motor de execuţie a motorului de curent continuu cu posibilităţile lui înalte de reglare şi caracteristici perfect adaptate pentru condiţiile de lucru ale instalaţiilor de încărcare. În acest scop se creează un sistem separat de alimentare de la reţeaua navei. Fiecare din aceste direcţii oferă la rândul lor multe posibilităţi practice de rezolvare care sunt aplicate în diferite ţări de către firmele constructoare. În continuare se prezintă principalele tipuri de acţionări întâlnite mai frecvent la bordul navelor. 6.3.2. Sisteme cu motor de execuţie de curent alternativ Acţionarea electrică cu motor asincron în scurtcircuit Pentru acţionarea instalaţiilor de încărcare se folosesc motoare asincrone în scurtcircuit cu mai multe viteze, având înfăşurări cu comutarea numărului de poli sau înfăşurări independente cu numere de poli diferite. Se preferă motoarele asincrone în scurtcircuit cu alunecare mărită. Motoarele asincrone în scurtcircuit cu pornire prin conectare directă la reţea, au curentul de pornire mare, Ip = (3,5 - 5) In şi având în vedere puterea mare a acestor motoare, în cazul acţionării instalaţiilor de încărcare, se impun măsuri speciale pentru generatoarele sincrone din centrala electrică a navei care să ofere posibilitatea funcţionării stabile la şocuri mari de curenţi în reţea şi restabilirea rapidă a tensiunii nominale. Primele succese în folosirea motoarelor asincrone în scurtcircuit pentru acţionarea instalaţiilor navale de încărcare au fost obţinute de firma Siemens care a realizat seria de vinciuri de 3 - 5 tone echipate cu motor asincron în scurtcircuit având trei trepte de viteze, corespunzătoare pentru numerele de poli 2 p = 4/8/32. În prezent motoarele asincrone cu mai multe viteze cunosc o largă răspândire pentru acţionarea electrică a vinciurilor şi macaralelor. Se preferă în cele mai multe cazuri motorul cu trei trepte de viteză pentru acţionarea mecanismului de ridicare a greutăţilor. Pentru acţionarea mecanismelor de basculare a braţului şi de rotire se folosesc motoare asincrone în scurtcircuit cu două trepte de viteză. În anexele 2 se prezintă caracteristicile tehnice ale motoarelor din seria MAΠ, cu serviciul de funcţionare intermitent, folosite pentru acţionarea instalaţiilor navale de încărcare. Motoarele asincrone cu trei viteze realizate de unele firme sunt construite cu două statoare şi rotoare independente asamblate împreună. Unul din statoare are două înfăşurări corespunzătoare vitezelor de valoare medie şi mare. Motoarele din seria MAΠ prezentate în anexele 2 au un singur rotor şi stator. Pe stator sunt două înfăşurări din care una este comutabilă şi asigură vitezele de valoare medie şi mică. Există de asemenea şi variante cu trei înfăşurări independente montate pe acelaşi stator. În cazurile frecvente, motoarele asincrone asigură funcţionarea pentru sarcina nominală pe cele trei trepte, la cuplu constant. În funcţie de turaţie, puterea are variaţii mari pentru acest regim de funcţionare, cu consecinţe asupra reţelei electrice de bord. Unele firme din ţări ca Japonia, Germania practică folosirea motoarelor cu putere constantă pe treptele de reglare a turaţiei. În acest caz ridicarea sarcinii nominale se face numai cu viteza medie. Viteză superioară se foloseşte pentru sarcini mai mici decât 1/2 din sarcina nominală. Pentru astfel de acţionări se reduc şocurile de curenţi în reţea şi se asigură o funcţionare în condiţii optime a centralei electrice de la bord. Practica funcţionării vinciurilor şi a macaralelor acţionate cu motoare asincrone în scurtcircuit recomandă folosirea numărului de poli 2 p = 4/8/32 sau 2 p = 4/8/28 ca fiind optimă pentru efectuarea lucrărilor de încărcare în siguranţă şi cu productivitate sporită. Există însă şi produse ale unor firme care folosesc alte combinaţii ale numărului de poli. Sistemul de acţionare electrică a vinciurilor de încărcat şi macaralelor cu motor asincron cu rotor în scurtcircuit este larg răspândit şi folosit în prezent de toate firmele constructoare, îndeosebi pentru sarcini mici şi medii, până la 5 tone.

273


Pentru îmbunătăţirea performanţelor şi eliminarea tabloului de comandă sistemele de acţionare electrică moderne prevăd utilizarea unui motor asincron, cu rotorul în scurtcircuit cu o singură înfăşurare statorică, a cărui viteză de rotaţie se modifică cu ajutorul unui convertor static de frecvenţă cu comandă vectorială directă în cuplu şi flux. Acţionarea electrohidraulică cunoaşte, de asemenea, o largă dezvoltare şi răspândire. Pentru acest tip de acţionare se foloseşte motorul asincron în scurtcircuit cu o singură viteză. Comanda reglării se face pe partea de transmisie hidraulică. Acest sistem se compune din electropompă şi motorul hidraulic cu dispozitivele de reglare necesare. Caracteristicile mecanice sunt rigide, dar datorită reglării cu uşurinţă pot fi obţinute în număr foarte mare pentru diferite nivele de viteză. Pentru obţinerea automată a unei caracteristici moi a acţionării se foloseşte de către unele firme legătura inversă ceea ce permite trecerea automată de pe o caracteristică pe alta în funcţie de sarcină. De exemplu, vinciul hidraulic realizat de firma Kampnagel (Germania) asigură 5 trepte de viteză la modificarea sarcinii de ridicare de la valoarea nominală până la 20% din sarcina nominală. Sunt realizate şi se află în exploatare la nave, instalaţii de acţionări electrohidraulice pentru uzul general de 3,2 - 8 tone care asigură viteze de ridicare de 55 - 28 m/min precum şi instalaţii de puteri mari, 12 tone sau 25 tone, cu posibilităţi de comandă de la distanţă din oricare punct de pe puntea navei.

6.4. Diagramele de sarcină ale mecanismelor de încărcare – descărcare Regimurile de lucru ale motorului electric de acţionare sunt determinate de condiţiile de lucru ale vinciului de încărcare, care la rândul lor sunt dependente de caracterul prelucrării sarcinii şi procedeele folosite pentru încărcare. Funcţionarea cu un singur vinci. Pentru primirea încărcăturii de la mal sau de la o altă navă acostată în bord, aceasta, după ce a fost legată la cârligul vinciului, este ridicată, transferată deasupra chepengului, coborâtă în cală, după care se desfac legăturile de prindere şi cârligul gol execută cursa inversă. Graficul cuplurilor de sarcină la axul motorului, pe durata unui ciclu de manevrare a încărcăturii este prezentat în figura 6.6. În figura 6.6 M1, M2, M3, M4 reprezintă cuplurile de sarcină aplicate la axul motorului electric, corespunzătoare pentru ridicarea încărcăturii, coborârea încărcăturii, ridicarea cârligului gol şi coborârea cârligului gol. T - reprezintă durata totală a ciclului; t1, t2, t3, t4 - timpii de lucru cu cuplurile respective M1, M2, M3, M4; t01 - timpul de rotire al vinciului pentru deplasarea sarcinii pe orizontală de la locul de ridicare până deasupra chepengului; t02 - timpul necesar pentru eliberarea de legături a încărcăturii; t03 - timpul de rotire al vinciului pentru deplasarea pe orizontală a cârligului gol din dreptul chepengului, în afara bordului, până la locul în care se află încărcătura; t 04 - timpul necesar pentru legarea încărcăturii. Pentru reducerea timpului de încărcare a navei se poate lucra consecutiv cu două vinciuri la acelaşi chepeng. În figura 6.7 se prezintă graficul lucrului consecutiv a două vinciuri. În acest regim de lucru, pentru fiecare din cele două vinciuri, momentele statice şi timpii de lucru şi de pauză sunt aceleaşi ca în cazul precedent. Funcţionarea cu două vinciuri cuplate la un singur cârlig. Procedeul de lucru a fost prezentat în paragraful 6.1, iar modul de amplasare a celor două vinciuri este prezentat în figura 6.2. Graficul de lucru pentru funcţionarea împreună a celor două vinciuri este prezentat în figura 6.8. Notaţiile folosite în figura 6.8 reprezintă: t1 - timpul de ridicare a încărcăturii de către primul vinci (al doilea lucrează în gol şi îşi recuperează din parâma de tracţiune); t2 - timpul de transferare a sarcinii din bord până deasupra locului chepengului efectuată de al doilea vinci care trage (primul vinci filează parâma, încărcătura trece treptat de la primul vinci la al doilea vinci); t3 - timpul coborârii încărcăturii în cală de către al doilea vinci (primul vinci lucrează în gol); t03 - timpul eliberării legăturilor încărcăturii; t4 - timpul vinci la al doilea vinci); t3 - timpul coborârii încărcăturii în vinci cală de către al doilea (primul vinci lucrează în gol); t03 - timpul eliberării legăturilor încărcăturii; t4 – timpul ridicării cârligului gol de către vinciul doi (primul vinci recuperează fără efort propria parâmă); t5 - timpul transferării cârligului gol de la navă la mal de către vinciul 1 (vinciul 2 filează parâma); t6 - timpul de coborâre al cârligului gol către primul vinci (al doilea vinci filează parâma proprie); t06 - timpul de legare a încărcăturii.

274


Fig. 6.6. Graficul de lucru cu un singur vinci

Fig. 6.7. Graficul lucrului consecutiv a două vinciuri.

275


Fig. 6.8 Graficul funcţionării împreună a două vinciuri. Analiza graficelor de lucru a vinciurilor de încărcare arată că regimurilor de lucru le corespund un număr mare de porniri şi opriri şi de asemenea că în cea mai mare parte din durata unui ciclu motorul lucrează în regim de mers în gol. Calculul vinciului de încărcare se face pentru regimul cel mai greu, în care lucrează un singur vinci. Atunci când lucrează două vinciuri cuplate la acelaşi cârlig, regimul de lucru al unui vinci este mai uşor întrucât sarcina pe durata unui ciclu se mută de la un vinci la celălalt. Pentru funcţionarea cu un singur vinci durata relativă de funcţionare este:

DA% =

t 100% T

(6.10)

în care: t = t1 + t2 + t3 + t4, reprezintă timpul de lucru în cadrul ciclului cu durata totală T. Regimurile de funcţionare ale vinciurilor de încărcare şi macaralelor sunt asigurate de motoare electrice cu serviciul intermitent de funcţionare DA=25% pentru regim uşor de lucru sau DA=40% pentru regim greu de lucru. Pentru unele vinciuri, la care ciclurile nu se repetă, de exemplu vinciurile pentru ridicarea şalupelor, bărcilor de salvare sau scara de bord, motorul electric de acţionare se alege din categoria celor cu funcţionare de scurtă durată. În perioada de funcţionare a vinciului, de exemplu la ridicarea încărcăturii, timpul t1 se compune din: t1 = t1a + t1s + t1f

(6.11)

în care: t1a - este timpul de accelerare; t1s - timpul de funcţionare în regim staţionar cu viteză constantă; t1f - timpul de frânare. În acelaşi mod se calculează şi celelalte durate de funcţionare: t2, t3 şi t4. În figura 6.9 se prezintă graficul de variaţie a vitezei în funcţie de timp la ridicarea încărcăturii.

276


Fig. 6.9. - Graficul v = f(t) la ridicarea încărcăturii. Pentru construcţia graficului 6.9. s-a aproximat că în perioadele tranzitorii de accelerare şi de frânare variaţia vitezei este liniară. Suprafaţa trapezului din figură reprezintă înălţimea de ridicare H. Din grafic rezultă:

H =

v1 v t 1a + v1 ⋅ t 1s + 1 t 1f 2 2

(6.12)

Înălţimea parcursă pe duratele accelerării şi frânării este:

H1 =

v1 ( t 1a + t 1f ) 2

(6.13)

Din relaţiile (6.12) şi (6.13) rezultă timpul de funcţionare în regim staţionar:

t 1s =

H − H1 v1

(6.14)

Durata regimurilor tranzitorii de accelerare t1a şi de frânare t1f se deduc din ecuaţia fundamentală a mişcării. Din aceasta rezultă:

dt =

GD 2e dn 375 M − M s

(6.15)

Considerând constante cuplurile M şi Ms în perioada regimului de accelerare şi integrând ecuaţia în limitele de la starea iniţială t = 0, ni = 0 la starea finală considerată la terminarea perioadei de accelerare, t = t1a, nf = n1, rezultă pentru timpul de accelerare expresia:

GDe2 n 1 t 1a = 375 M 1d

(6.16)

Procedând în acelaşi mod se determină şi timpul de frânare, schimbându-se datele iniţiale. Timpii deplasării pe orizontală a încărcăturii, t01, şi a cârligului gol, t03, se pot determina luând în considerare viteza unghiulară de rotire sau viteza lineară de deplasare pe orizontală.

277


În primul caz rotirea se execută de obicei cu viteza unghiulară Ω = 6 - 18 [rad/s.],pentru unghiuri maxime β = 120° - 180°. Mărimea unghiului de rotire depinde de locul de dispunere al vinciului sau macaralei pe punte faţă de chepenguri. În al doilea caz, pe baza datelor de exploatare se adoptă pentru viteza lineară de deplasare pe orizontală valorile: 0,6 [m/s] pentru deplasarea cu încărcătură şi 1 [m/s] pentru deplasarea cârligului gol. Distanţa de deplasare pe orizontală se consideră, în funcţie de dimensiunile navei, l = 0,75B [m], în care B [m] reprezintă lăţimea navei. Cu aceste valori şi luând în considerare şi duratele de accelerare şi frânare, pentru timpii de deplasare pe orizontală, rezultă: • deplasarea cu încărcătură, t01 = (1,25B + 5) [s]; • deplasarea cârligului gol, t03 = (0,75B + 2) [s]. Timpul de dezlegare a sarcinii, t02 şi timpul de legare a sarcinii, t04, nu pot fi determinaţi din datele acţionării vinciurilor sau macaralelor. Aceşti timpi depind de organizarea lucrului, mijloacele de mică mecanizare şi numărul persoanelor care participă la aceste operaţiuni, precum şi de felul mărfurilor. Timpii acestor operaţiuni se determină practic prin cronometrare pentru mai multe situaţii concrete. Pentru mărfurile generale, suma timpilor de legare şi dezlegare a încărcăturii, determinată experimental, reprezintă: t02 + t04 = 80 - 110 s.

6.5. Alegerea puterii motorului electric de acţionare. Exemplul de calcul Alegerea puterii motorului electric de acţionare a instalaţiei de încărcare – descărcare se efectuează în funcţie de datele stabilite iniţial. Se consideră cunoscute sarcina nominală, viteză nominală de ridicare şi celelalte date enumerate în exemplul de calcul, iar mecanismul de transmisie a fost ales în prealabil. În cazul motorului de acţionare a vinciului de încãrcare – descãrcare cu bigi de marfã, a cãrei diagramã de sarcinã M = f(t) este prezentatã în figura 6.6. se procedeazã astfel:

1. Pe baza datelor tehnice ale mecanismului se determinã puterea staticã de ridicare a sarcinii nominale, funcţie de care se face alegerea preliminarã a motorului de acţionare din catalogul de motoare destinate serviciului intermitent, corespunzãtor unei durate relative de acţionare DA = 40% în cazul unui regim de lucru intens, respectiv DA = 25% în cazul unui regim de lucru uşor; 2. Pentru motorul electric ales se scoate din catalog, sau se calculeazã caracteristica mecanicã naturalã n = f(M); 3. Se calculeazã sub formã tabelarã şi se construieşte diagrama exactã de sarcinã a motorului luându-se în considerare şi procesele tranzitorii; 4. Se verificã motorul electric ales din punct de vedere al productivitãţii impuse; 5. Se verificã motorul electric ales la încãlzire prin metoda cuplului sau curentului echivalent. • • • • • • • • • • •

EXEMPLU DE CALCUL

Sarcina nominală(masa) Masa cârligului gol Diametrul de calcul al tamburului Randamentul total al mecanismului Coeficientul de transmisie total Viteza de ridicare a sarcinii nominale 278


QN = 3 [t] q = 60 [kg] DT = 0,5 [m] nN = 0,8 i = 44 Vn = 50 [m/min]

• • • • • •

Viteza de aşezare a sarcinii nominale Înălţimea de ridicare Numărul de cicluri impuse intr-o oră Sursa de alimentare

Va ≤ 8 [m/min] h = 15 [m] Z=15 3*380[V]; 50[Hz].

I. Alegerea preliminară a motorului electric 1. Cuplul static la axul motorului electric la ridicarea sarcinii nominale: 9, 81(Q N + q)DT 9,81(3000 + 60) ⋅ 0,5 M1= = =213,2[Nm] 44 ⋅ 0,8 ⋅ 2 2 ⋅ i ⋅η N 2. Cuplul static la axul motorului electric la coborârea sarcinii nominale: M2=

9,81(Q N + q ) DT 1 (2 − ) 2⋅i ηN

1 9,81(3000 + 60) ⋅ 0,5 ) =127,9 [Nm] (2 − 0,8 2 ⋅ 44 3. Turaţia la arborele motorului electric, pe treapta de turaţie ridicată, necesară pentru asigurarea vitezei impuse de ridicarea sarcinii nominale. M2=

n=

VN ⋅ i 50 ⋅ 44 = =1400 [rot/min] π ⋅ DT 3,14 ⋅ 0,5

în care VN se introduce în [ m/min] 4. Turaţia la arborele motorului electric, pe treapta de turaţie coborâtă, necesară pentru asigurarea vitezei impuse de aşezare a sarcinii. V ⋅i 8 ⋅ 44 na = a = = 244 [rot/min] π ⋅ DT 3,14 ⋅ 0,5 în care Va se introduce în [m/min] 5. Puterea de calcul la ridicarea sarcinii nominale pe treapta de turaţie ridicată: M ⋅ n 213, 2 ⋅ 1400 P1= 1 = = 31,25[kw] 9550 9550 6. Puterea de calcul la coborârea sarcinii nominale pe treapta de turaţie coborâtă: M ⋅ n 127,9 ⋅ 244 P2= 2 = = 3,0[kw] 9550 9550 7. Se alege un motor asincron de tip MAΠ-611-4/12/24, cu trei trepte de viteza cu rotorul in scurtcircuit, având trei înfăşurări statorice distincte în conexiunea stea, parametrii nominali fiind indicaţi în tabelul 6.2.: Cuplul nominal al motorului pe treapta a treia de viteză va fi: P 32 M N = 9550 N = 9550 = 219,9 [Nm] nN 1435 în care PN se introduce în [kW] iar nN în [rot/min] Caracteristica mecanică naturală corespunzătoare treptei de turaţie ridicată, luată din catalog, se prezintă în fig. 6.10.

279


Fig.6.10. Tabelul 6.2. Parametrii motorului Numârul de poli Puterea nominală Turaţia nominală Curentul nominal Curentul de pornire Cuplul critic Cuplul de pornire Randamentul nominal Factorul de putere Durata relativă de acţionare Momentul de volant Tensiunea nominală Gradul de protecţie

I 24 5 195 51 70 520 520 0,33 0,45 15

2p Pn[kw] nn[rot/min] I1N[A] Ip[A] Mk[Nm] Mp[Nm] ηN cosϕ DA[%] GD2M[Nm2] U1n [V]

Treapta de viteza II 12 13 430 38,5 115 588 569 0,68 0,75 25 55,3 380 I.P. 56

III 4 32 1435 59 470 814 618 0,87 0,95 40

II. Calculul diagramei reale de sarcină I = f (t ) Ridicarea sarcinii nominale 8. Momentul de volant echivalent raportat la arborele motorului electric se obţine în baza relaţiei: 2

V  J e = σ ⋅ J m + m  [N·m·s2], în care σ =1,1÷1,3 Ω Ţinând seama de relaţiile:

GDe2= 4g·Je; GDM2= 4g·JM; m = QN+q se obţine: GDe2= σ·GDM2 + 4g(QN + q)(

V 2 ) [Nm2] ,unde v[m/min] şi n [rot/min] 2πn

Rezultă deci: 2

 50  GDe =1,2·55,3+4·9,81(3000+60)   = 70,06 [Nm2]  2 ⋅ 3,14 ⋅ 1435  9. Cuplul dinamic la accelerare: M1d = Mp - M1 =618 – 213,2 = 404.8[Nm] 10. Timpul de accelerare (pornire): GDe2 n1 70.06 1432 t1a = ⋅ = ⋅ = 0.7 [s] 375 M 1d 375 375 2

280


unde turaţia n1=1432 [rot/min] se citeşte din caracteristica mecanică naturala n = f(M) corespunzătoare cuplului: M1 = 213,2 [Nm] 11. Motorul ales este prevăzut cu frână electromagnetică de tip TMT-6, având Mf=441[Nm]

12. Pierderile constante ale motorului se determină din condiţia ca la sarcină nominală, pierderile constante pk să fie egale cu cele variabile pv.  32  1 PN  1   − 1 = − 1 = 2,4 [kw]  2  ηN  2  0.87  13. Cuplul de frânare (pierderi) determinate de pierderile constante din motor: pk =

M fM = 9550

2, 4 pk = 9550 = 16 [Nm] 1435 n1

14. Cuplul de frânare (rezistent) total: Mtf = M1 + Mf + MfM = 213,2 + 441 + 16 = 670,2 [Nm] 15. Timpul de frânare la ridicarea sarcinii nominale, în cazul decuplării motorului de la reţea: GDe2 n 1 70.06 1435 = ⋅ = 0,4 [s] t1f= 375 M tf 375 670,2 16. Viteza in regim staţionar la ridicarea sarcinii nominale: π ⋅ DT ⋅ n1 3,14 ⋅ 0,5 ⋅ 1435 V1 = = = 51,12[m/min] i 44 17. Înălţimea parcursă de sarcină la pornire şi frânare: v 51,12 H1= 1 (t1a+t1f) = (0,7 + 0,4) = 0,47 [m] 2 ⋅ 60 2 ⋅ 60 18.Timpul de ridicare a sarcinii în regim staţionar: H − H 1 15 − 0, 47 t1s= = ⋅ 60 = 17,1 [s] v 51,12 19. Curentul absorbit de motor, admiţând proporţionalitatea între curent şi cuplu, va fi: I1= I1N M 1 = 59 213, 2 = 59,1 [A] 212,9 MN Coborarea cu frânare a sarcinii nominale

20. Considerând maşina funcţionând pe porţiunea liniară a caracteristicii mecanice naturale n = f(M), valabil în cazul sarcinilor aflate în limitele admise de puterea motorului, turaţia de la care începe frânarea cu recuperare de energie va fi: nB = n2 = n0 + (n0 - ns) [rot/min] n2 = 2n0 - ns [rot/min]

Fig. 6.11.

unde ns=1461[rot/min] se determină din caracteristica mecanică naturală n = f(M) trasată în figura 6.10, corespunzător cuplului M2= 127,9 [Nm]. Rezultă deci:

281


n2= 2·1500-1461=1539 [rot/min] 21. Curentul debitat de maşină în regim de frânare cu recuperare de energie, corespunzător cuplului M2 va fi: 127,9 M I2 = I1N 2 = 59 = 35,4 [A] 212,9 MN 22. Timpul de accelerare, de la turaţia n = 0 la n = n2, la coborârea sarcinii nominale în regim de frânare cu recuperare de energie: GDe2 n2 70,06 1539 = ⋅ = 0,4 [s] t2a= 375 M P + M 2 375 618 + 127,9 23. Cuplul de frânare la coborârea sarcinii nominale, în cazul decuplării maşinii de la reţea: M2f = Mf + MfM - M2 = 441 + 16 -127,9 = 329,1 [Nm] 24. Timpul de frânare la coborârea sarcinii cu maşina decuplată de la reţea: GDe2 n 2 70,06 1539 t2f = = ⋅ = 0,9 [s] 375 329,1 375 M 2 f 25. Viteza de coborâre a sarcinii: π ⋅ DT ⋅ n 2 3,14 ⋅ 0,5 ⋅ 1539 v2 = = = 55 [m/min] i 44 26. Înălţimea parcursă de sarcină la accelerare şi frânare: V 55 H2 = 2 (t2a + t2f) = ⋅ (0,4 + 0,9) = 0,6 [m] 2 2 ⋅ 60 27. Timpul de coborâre a sarcinii în regim staţionar: H − H2 15 − 0,6 t2s = 60 = ⋅ 60 = 15,7 [s] 55 ν2 Ridicarea cârligului gol

28. Cuplul de sarcină la axul motorului electric la ridicarea cârligului gol: 9,81 ⋅ q ⋅ DT 9,81 ⋅ 60 ⋅ 0,5 = M3 = = 22,3 [Nm], 2 ⋅ i ⋅ η0 2 ⋅ 44 ⋅ 0,15 unde η0= 0,15 se citeşte în fig. 1.7.- pentru q/QN= 0,02, sau se calculează cu relaţia (1.13). 29. Cuplului de sarcină M3 = 22,3 [Nm] îi corespunde din caracteristica mecanică n = f (M ) turaţia n3=1486. 30. Momentul de volant echivalent raportat la arborele motorului electric:

[

2 GDeo = σ ⋅ GDM2 = 1,2 ⋅ 55,3 = 66,36 Nm 2

]

31. Cuplul dinamic la accelerare: M3d = Mp - M3 = 618 - 22,3 = 595,7 [Nm] 32. Timpul de accelerare la ridicarea cârligului gol: GDe20 n3 66,36 1486 t3a = = ⋅ = 0,44 [s] 375 M 3d 375 595,7 33. Cuplul de frânare (rezistent) total: M3f = M3 + Mf + MfM = 22,3 + 441 + 16 = 479,3 [Nm] 34. Timpul de frânare la ridicarea cârligului gol, în cazul decuplării motorului de la reţea: GDe20 n3 66,36 1485 t3f = = ⋅ = 0,55 [s] 375 M 3 f 375 479,3 35. Viteza de ridicare a cârligului gol: π ⋅ DT ⋅ n 3,14 ⋅ 0,5 ⋅ 1486 V3 = = = 55 [m/min] i 44

282


36. Înălţimea parcursă de cârlig la accelerare şi frânare: V 53 H3 = 3 (t3a + t3f) = (0,44 + 0,55) = 0,44 [m] 2 2 ⋅ 60 37. Timpul de ridicare a cârligului gol în regim staţionar: t3s =

H − H3 15 − 0, 44 ⋅ 60 = 16,5 [s] 60 = V3 53

38. Curentul absorbit de motor la ridicarea cârligului gol, se calculează cu relaţia:

I3 = IN

s 1 +  k  sN

  

s 1 +  k  s3

  

2

2

;

în care:

-

n 0 − n N 1500 − 1435 = = 0,043 n0 1500 turaţia de sincronism n0=1500 [rot/min]

-

coeficientul de suprasarcină λ =

-

alunecarea critică:

sN =

Mk 814 = = 3,82 M N 212,9

sk = sN ( λ + λ2 − 1 ) = 0,043 3,82 + (3,82)2 − 1  = 0,32   - alunecarea corespunzătoare cuplului de sarcină M3 = 22,3 [Nm] este: n − n3 1500 − 1486 s3 = 0 = = 0,0093 1500 n0 Înlocuind aceste valori în expresia curentului statoric se obţine:

I3 = 59

 0,32  1 +    0,043 

2

 0,32  1 +    0,0093 

= 12,8 [A] 2

OBSERVAŢIE: La sarcini mai mici, nu mai poate fi admisă proporţionalitatea între curent şi cuplu, motiv pentru care curentul absorbit de motor se calculează cu relaţia (2.71) sau (2.72). Coborârea forţată a cârligului gol

39. Cuplul de sarcină la arborele motorului electric la coborârea cârligului gol: 9,81 ⋅ q ⋅ DT  1  9,81 ⋅ 60 ⋅ 0,5  1   2 −  = M4 =  2 −  = −15,6 [Nm] η0  2⋅i 2 ⋅ 44 0,15    Observaţie: semnul minus al cuplului M4 indică necesitatea coborârii în forţă a cârligului gol. 40. Cuplul de sarcină M4 =15,6 [Nm] îi corespunde din caracteristica mecanică n = f (M ) turaţia: n4=1491 [rot/min] 41. Cuplul dinamic la accelerare: M4d = Mp - M4 = 602,4[Nm] 42. Timpul de accelerare la coborârea cârligului gol:

GDe20 n4 66,36 1491 t4a = = ⋅ = 0, 44 [s] 375 M 4 d 375 602,4 43. Cuplul de frânare (rezistent) total:

283


M4f = M4 + Mf + MfM = 15,6 + 441 + 16 = 472,6 [Nm] 44. Timpul de frânare la coborârea cârligului gol în cazul deconectării motorului de la reţea: GDe20 n 4 66,36 1491 t4f = = ⋅ = 0,56 [s] 375 M 4 f 375 472,6 45. Viteza de coborâre a cârligului gol: V4=

π ⋅ DT ⋅ n4 3,14 ⋅ 05 ⋅ 1491 = 53,3 [m/min] = i 44

46. Înălţimea parcursă de cârligul gol la accelerare şi frânare: V 53,3 H4= 4 (t4a + t4f) = (0,44 + 0,56) = 0,44 [m] 2 2 ⋅ 60 47.Timpul de coborâre a cârligului în regim staţionar: H − H 4 15 − 0,44 ⋅ 60 = 16,4 [s] t4s = = V4 53,3 48. Curentul absorbit de motor la coborârea cârligului gol:

I4 = IN

s 1 +  k  sN

  

2

2

2

 0,32  1 +   0,043   = 8,3 [A] = 59 2  0,32   1 +   0,006 

s  1 +  k   s3  în care s4, aluncarea corespunzătoare cuplului de sarcină M4=15,6 [Nm], este: n − n 4 1500 − 1491 s4 = 0 = = 0,006 n0 1500 49. Datele calculului sunt trecute in tabelul 6.3. Cu ajutorul datelor din tabelul 6.3. se construieşte diagrama exactă de sarcină I = f(t) prezentată în figura 6.12. Tabelul 6.3. Regimul de lucru Curentul [A] Ridicarea sarcinii Accelerare Ip= 470 nominale Regim staţionar I1=59,1 Frânare Deplasarea pe orizontala a sarcinii Coborârea cu frânare a Accelerare Ip=470 sarcinii nominale Regim staţionar I2=35,4 Frânare Eliberarea cârligului Ridicarea cârligului Accelerare Ip=470 gol Regim staţionar I3=12,8 Frânare Deplasarea pe orizontala a cârligului gol Coborârea forţată a Accelerare Ip=470 cârligului gol Regim staţionar I4=8,3 Frânare Agăţarea sarcinii în cârlig

Timpul[s] t1a= 0,7 t1s=17,1 t1f=0,4 ta=20 t2a=0,4 t2s=15,7 t2f=0,9 ta2=60 t3a=0,44 t3s=16,5 t3f=0,55 ta3=20 t4a=0,44 t4s=16,4 t4f=0,56 ta4=60

III. Verificarea motorului din punct de vedere al productivităţii 4

50. Durata unui ciclu: tc =

4

∑t + ∑t i

1

0i

[s] unde :

1

t1 = t1a+ t1s+ t1f = 0,7 + 7,1 + 0,4 = 18,2 [s]

284


t2 = t2a+ t2s+ t2f = 0,4 + 15,7 + 0,9 = 17,0 [s] t3= t3a+ t3s+ t3f = 0,44 + 16,5 + 0,55 = 17,49 [s] t4= t4a+ t4s+ t4f = 0,44 + 16,4 + 0,56 = 17,4 [s] 4

Rezultă deci:

∑t

i

= t1+ t2+ t3+ t4= 18,2 + 17 + 17,49 + 17,4 = 70,09 [s]

1 4

∑t

0i

=t01+ t02+ t03+ t04 = 20 + 60 + 20 + 60 = 160 [s]

1

În diagrama de sarcină, din figura 6.12. s-a considerat o variaţie liniară a curentului în perioadele de accelerare, fapt admisibil datorită timpilor de accelerare foarte mici.

respectiv: tc= 70,09 + 160 = 230,09 [s]

Fig. 6.12.

285


51. Numărul de cicluri într-o oră:

3600 3600 = = 15,65 > z = 15 tc 230,09 Se observă că motorul corespunde din punct de vedere al productivităţii, numărul de cicluri rezultat din diagrama exactă de sarcină Zc, fiind mai mare decât cel impus iniţial: Z =15 Zc=

IV. Verificarea motorului ales la încălzire 52. Durata relativă de acţionare reală: 4

DAr =

∑(t

ia

4

4

∑t − ∑t

+ tis )

i

if

⋅100 = ⋅100 tc 10 70,09 − (0, 4 + 0,9 + 0,55 + 0,56) 70,09 − 2, 41 DAr = ⋅ 100 = ⋅ 100 230,09 230,09 67,68 DAr = ⋅ 100 = 29,4 [%] 230,09 53. Curentul echivalent se calculează pe baza datelor din tabelul 6.3. sau diagrama de sarcină (fig. 6.12) cu ajutorul relaţiei de mai jos, în care β=0,5, pentru motoare electrice asincrone: 2

1

1

1

2

 I p + I1   I p + I2  2 2      2  t1a + I 1 t1s +  2  t 2 a + I 2 t 2 s    Ie =  + ................ β(t1a + t 2 a + t 3 a + t 4 a + t1s + t 2 s + t 3 s + t 4 s ) 2

 I p + I3   I p + I4 2     2  t 3 a + I 3 t 3s +  2    ...... + β(t1a + t 2 a + t 3 a + t 4 a + t1s + t 2 s

2

  t 4 a + I 42 t 4 s   + t 3s + t 4s )

2   470 + 59,1  2  470 + 35,4  2 2 0 , 7 59 , 1 17 , 1 ⋅ + + +     ⋅ 0,4 + 35,4 ⋅ 15,7 + 2 2     ......... Ie =   0,5(0,7 + 0,4 + 0,44 + 0,44) +  

1

2 2 2  470 + 12,8   470 + 8,3  2 2 +  ⋅ 0,44 + 8,3 ⋅ 16,4   ⋅ 0,44 + 12,8 + 16,5 +  2 2     ........   + 17,1 + 15,7 + 16,5 + 16, 4  

Ie =

48990,7 + 59727,1 + 25542,9 + 19674,6 + 25640,5 + 2703,4 + 25164,8 + 1129,8 0,99 + 65,7

208573,8 = 55,9[ A] 66,69 54. Curentul nominal corectat corespunzător duratei de acţionare reale, în baza relaţiei (2.68): Ie =

286


DA N 0, 4 = 0, 93 ⋅ 59 = 64 [A],unde χ =0,93 se ia din tabelul 2.5. DA r 0, 294 53. Se verifică relaţia: Ie = 56 [A] ≤ INC = 64 [A] I NC = χ I NS

Aşa cum se observă, motorul ales corespunde şi din punct de vedere al încălzirii, cu aceasta alegerea şi verificarea motorului electric de acţionare a vinciului de marfă fiind încheiată.

6.6. Scheme electrice de comandă a acţionării instalaţiilor de încărcare – descărcare 6.6.1. Scheme electrice de comandă cu controler Schemele de comandă cu controler se folosesc pentru sarcini şi puteri mici ale motorului de acţionare corespunzătoare unor vinciuri de încărcare cu productivitate mică. Pentru deservirea lor este necesar personal calificat. La manevrarea controlerului de comandă operatorul depune eforturi fizice relativ mari care îl obosesc. Un alt dezavantaj al lor îl constituie uzura într-un timp relativ scurt a pieselor de contact ale controlerului, care sunt supuse pe timpul exploatării unor solicitări mecanice şi electrice mari. În figura 6.13 este reprezentată schema electrică de comandă cu controler a vinciului de încărcare acţionat cu motor asincron în scurtcircuit cu două trepte de viteză. Funcţionarea schemei electrice de comandă se înţelege urmărindu-se tabelul cu închiderea contactelor controlerului de comandă şi nu necesită explicaţii suplimentare. Pentru protecţia la suprasarcină în schemă se prevăd releele termice et, iar pentru limitarea deplasării sunt folosite contactele limitatoarelor de cursă LC1 şi LC2. Protecţia la tensiune minimă sau nulă este realizată de bobina contactorului C.

Figura 6.13.

287


6.6.2. Scheme electrice de comandă cu relee şi contactoare Schemele electrice de comandă cu relee şi contactoare cunosc o largă răspândire şi sunt folosite frecvent la navele de mărfuri de diferite tonaje. Folosirea schemelor electrice cu relee şi contactoare permite realizarea controlului automat al acceleraţiei la pornire şi frânare, folosirea integrală a puterii motorului la pornire şi frânare, preîntâmpinarea suprasarcinilor prin comutare automată pe treptele inferioare de viteză. Aceste scheme oferă posibilitatea conducerii de la distanţă şi a dispunerii cât mai potrivită a controlerului de comandă pentru urmărirea şi conducerea operaţiunilor de încărcare. Schemele cu relee şi contactoare prezintă siguranţă mare în exploatare şi pentru deservirea lor nu este necesar personal cu calificare deosebită. Nu necesită revizii şi reparaţii dese şi sunt rare cazurile de avarie. Acţionarea electrică cu motor asincron cu două viteze În figura 6.14. se prezintă schema electrică de comandă cu relee şi contactoare a vinciului de încărcat acţionat cu motor asincron în scurtcircuit cu două viteze. Schema electrică se compune din următoarele elemente: m - motor asincron cu rotor în scurtcircuit. Pe stator sunt dispuse două înfăşurări cu numere de poli diferite corespunzătoare pentru viteza mică şi viteza mare; C1, C2 - contactoare de sens, respectiv pentru ridicare sau coborâre; C3 - contactor de linie; d1, d2 - relee de control a accelerării. Menţin armătura atrasă 2,5 secunde după întreruperea tensiunii de alimentare a bobinei releului; d3 - releu de frânare. Îşi eliberează armătura cu întârziere de 2,5 secunde de la întreruperea alimentării; et1 - et3 - relee termice pentru protecţie la suprasarcină. Pentru o depăşire a sarcinii 100% In acţionează după 100 secunde, iar pentru o depăşire de 500% In acţionează după 15 secunde; LC1, LC2 - limitatori de cursă; b(3-3’)-b(12-12’) - contactele controlerului de comandă. Cu controlerul pe poziţia zero, la aplicarea tensiunii de la reţea sunt alimentate releele d1 şi d2 care îşi acţionează fără temporizare contactele. Prin închiderea contactelor d1 (2-4), d2 (2-4) este şuntat contactul b(3-3’) şi pe celelalte poziţii ale controlerului alimentarea schemei de comandă se menţine prin aceste contacte. Schema are o funcţionare simetrică pe cele două poziţii, aşa încât este suficientă prezentarea funcţionării, de exemplu pe poziţiile de ridicare. Pe poziţia 1 “Ridicare” se deschide contactul b(3-3’) şi sunt închise contactele b(5-5’), b(7-7’), b(12-12’). Este alimentat comutatorul C1 şi prin contactul C1 (2-4) este alimentat şi contactorul C3. Prin deschiderea contactului C1 (7-9) se întrerupe alimentarea releului de timp d1. Motorul porneşte cu viteza mică rotindu-se în sensul de ridicare a greutăţii. După scurgerea timpului de întârziere al releului d1, se închide contactul d1 (3-5) permiţând trecerea pe treapta următoare de viteză. Pe poziţia 2 “Ridicare” se închide contactul controlerului b(9-9’) şi este alimentat contactorul C4. Prin acţiunea contactelor C4 se deconectează înfăşurarea de viteză mică şi se conectează înfăşurarea de viteză mare. Funcţionarea pe poziţiile de coborâre este identică cu deosebirea că în locul contactorului C1 şi releului d1, acţionează contactorul C2 pentru inversarea sensului de rotaţie şi releul d2. Releele de accelerare d1, d2, asigură o pornire uşoară şi o acceleraţie moderată prin menţinerea automată, o anumită durată, pe treapta de viteză mică. Releul de frânare d3 este alimentat în poziţia 2 a controlerului, atunci când motorul funcţionează cu viteză mare şi deschide contactul d3 (3-5). La revenirea controlerului pe poziţia zero se întrerupe alimentarea releului d3, însă contactul acestuia se închide cu întârziere. Pe durata întârzierii la închidere a contactului d3 (3-5) este interzisă o nouă pornire. Această întârziere este necesară pentru ca motorul sub acţiunea frânei electromagnetice să se oprească. În absenţa releului d3 ar fi posibilă contraconectarea motorului însoţită de şocuri mari de curenţi în reţea şi şocuri mecanice asupra încărcăturii.

288


Protecţia la suprasarcină este asigurată de releele termice et1 - et3 iar protecţia la tensiune minimă este realizată de bobina contactorului C3. Schema prezentată în figura 6.14. se foloseşte pentru vinciuri de încărcare cu sarcina nominală mică, iar la macarale de puteri medii este utilizată pentru acţionarea mecanismelor de rotire şi de înclinarea braţului.

Fig. 6.14. Schema electrică de comandă cu relee şi contactoare a vinciului de încărcat acţionat cu motor asincron în scurtcircuit cu două trepte de viteză.

289


Acţionarea electrică cu motor asincron cu trei viteze O astfel de schemă de acţionare este prezentată în figura 6.16. Schema se foloseşte pentru acţionarea electrică a vinciurilor de încărcare de 3-5 t. Motorul asincron cu rotorul în scurtcircuit cu trei viteze are următoarele caracteristici tehnice: numărul de poli 2p = 4/8/32, puterea nominală corespunzătoare celor trei înfăşurări independente 45/22/4,5 kw, durata relativă de funcţionare, DA = 20/10/10%, turaţia nominală nn = 160/700/1430 rot/min. Ventilaţia motorului este independentă şi asigurată de un electroventilator care menţine constant fluxul aerului de răcire indiferent de turaţia motorului cât şi pe durata pauzelor din cadrul ciclului de încărcare. Caracteristicile mecanice ale acţionării sunt prezentate în figura 6.15. Celor trei trepte de turaţii ale motorului le corespund următoarele viteze pentru ridicarea încărcăturii nominale a vinciului: viteza mare 1,3 m/s, viteza medie 0,65 m/s şi viteza mică 0,15 m/s. Elementele componente ale schemei sunt: m1 - motor asincron cu trei viteze; m2 - motor electric pentru ventilaţie independentă; C1, C2 - contactoare de sens; C3, C4, C5 - contactoare de accelerare; C6 - contactor pentru cuplarea electroventilatorului; C7 - contactor de frânare; d1 - releu de tensiune minimă; d2, d3 - relee de accelerare; d4, d5 - relee de frânare; et1 ÷ et4 - relee termice pentru protecţie la suprasarcini; m3, m4 - transformatoare; n1, n2 - punţi redresoare; b(1-1’)÷b(12-12’) - contactele controlerului de comandă. Schema este simetrică, de aceea funcţionarea se descrie numai pentru regimul de ridicare a încărcăturii. În poziţia zero a controlerului, la aplicarea tensiunii de la reţea este alimentat contactorul C6 care porneşte electroventilatorul şi prin contactele normal închise ale controlerului este alimentat releul de tensiune minimă d1. Se închide contactul d1 (6-8), se aplică tensiunea schemei de comandă şi sunt alimentate releele de accelerare d2, d3. Motorul vinciului se află în repaus, pregătit pentru funcţionare. Pe poziţia 1 “Ridicare” situaţia contactelor controlerului de comandă este conform tabelului. Prin contactele C7 (3-5), b(4-4’) este alimentat contactorul C1. Se închide contactul C1 (2-4) care pregăteşte circuitul de alimentare al contactorului C1 prin contactul b(2-2’). Prin contactele C1 (6-8), b(5-5’) este alimentat contactorul C3 şi prin contactele b(8-8’), C3 (2-4) este alimentat contactorul C7. Deschiderea contactului C7 (3-5) întrerupe circuitul de alimentare a contactorului C1 prin b(4-4’), acesta continuând să fie alimentat prin circuitul C7 (6-8), b(2-2’), C1 (2-4).

290


Contactorul C7 închide circuitul de alimentare al bobinei frânei electromagnetice şi axul motorului este eliberat de frâna mecanică. Prin acţionarea contactelor principale ale contactoarelor C1 şi C3 motorul este alimentat de la reţea şi funcţionează cu turaţia mică în sensul de ridicare a încărcăturii. Pe această poziţie se întrerupe alimentarea releului d2 prin deschiderea contactului C3 (3-5) şi contactul acestuia d2 (3-5) se va închide cu temporizare pregătind treapta următoare de funcţionare.

291


Fig. 6.15. Caracteristicile mecanice ale acţionării electrice pentru vinciul de încărcare acţionat cu motor asincron cu trei viteze.

Pe poziţia 2 “Ridicare” se deschid contactele b(5-5’), b(10-10’) şi se închide contactul b(6-6’). Prin contactul b(6-6’) după expirarea timpului de întârziere la închidere a contactului d2 (3-5) este alimentat contactorul C4 care întrerupe funcţionarea contactorului C3 prin deschiderea contactului C4 (3-5) şi prin închiderea contactelor principale conectează înfăşurarea de turaţie medie. Motorul se accelerează până la valoarea turaţiei medie. În acelaşi timp cu alimentarea contactorului C4 este alimentat şi releul de frânare d4 prin dioda n3. Închiderea contactului d4 (2-4) blochează deschiderea contactului C3 (2-4) şi menţine alimentarea contactorului C7. Deasemenea prin închiderea contactului d4 (6-8) se blochează contactul C7 (6-8). La întreruperea alimentării releului d2, cu temporizare se deschide contactul d2 (2-4) şi în circuitul bobinei frânei electromagnetice se introduce o rezistenţă pentru consum economic şi limitarea încălzirii bobinei. Prin deschiderea contactului C4 (7-9) se întrerupe alimentarea releului d3, care cu temporizare închide contactul d3 (3-5) pregătind pentru funcţionare treapta următoare. Pe poziţia 3 “Ridicare” se închide contactul b(7-7’) şi după trecerea timpului de reţinere al contactului d3 (3-5) se stabileşte alimentarea contactorului C5. Contactorul C5 întrerupe alimentarea contactorului C4 prin deschiderea contactului C5 (7-9) şi prin contactele principale conectează înfăşurarea de turaţie mare. Motorul de acţionare se accelerează până la obţinerea valorii mari a turaţiei. Împreună cu contactorul C5 se alimentează şi al doilea releu de frânare d5 şi se menţine alimentarea releului d4 prin dioda n4. Se închide contactul d5 (2-4) care şuntează contactele b(6-6’) şi d2 (3-5). Acţiunea releelor de accelerare d2, d3, de fixare automată a unei durate minime de funcţionare pe treptele de viteză mică şi medie, asigură o acceleraţie moderată a motorului, fără şocuri, la ridicarea încărcăturilor. De asemenea la mutarea rapidă a manetei controlerului de pe poziţia 3 pe poziţia zero frânarea este moderată cu ajutorul releelor de frânare d4, d5. După deconectarea contactorului C5, primeşte alimentare contactorul C4 prin contactul d5 (2-5). Alimentarea contactorului C4 durează un timp egal cu temporizarea la deschidere a contactului d5 (2-5). Pe parcursul acestui timp motorul trece automat de la turaţia mare la turaţia medie. După întreruperea alimentării contactorului C4 este întreruptă şi alimentarea releului d4. În perioada de întârziere la deschidere a contactului d4 (6-8), continuă să fie alimentate contactoarele C1 şi C3, motorul trecând pe această durată la viteza minimă. Întârzierile la deschidere a releelor d4, d5 sunt, aproximativ, de 0,3 secunde, realizându-se o durată totală pe treptele de frânare de circa 0,6 secunde. Alimentarea bobinei frânei electromagnetice este întreruptă imediat după trecerea controlerului în poziţia zero prin deschiderea contactului C7 (2-4) însă ca urmare a inerţiei proprii frâna mecanică acţionează asupra axului după circa 0,4-0,5 secunde, adică atunci când motorul aflat în regim de frânare cu recuperare are turaţie mică. În acest fel acţiunea frânei mecanice este uşurată şi se asigură o frânare fără şocuri a motorului şi a sarcinii. Protecţia motorului la suprasarcini este realizată de releele termice et1 ÷ et3. După acţionarea releelor et2 şi et3 motorul poate lucra în continuare cu viteza mică. Dacă, ca urmare a suprasarcinii, acţionează şi releul et1, atunci motorul este decuplat de la reţea şi îşi întrerupe funcţionarea.

292


293


Fig. 6.16. Schema electrică de comandă cu relee şi contactoare a vinciului de încărcat acţionat cu motor asincron în scurtcircuit cu trei viteze.

294


Acţionarea electrică a macaralei. Caracteristicile tehnice ale motoarelor electrice folosite în schemele care se prezintă sunt date în tabelul 6.4. Tabelul 6.4. Mecanism

Tip motor electric MAΠ 612-6/12/24

Număr Puterea DA% Turaţia poli [kw] [rot/min] 6 32 40 945 Ridicare 12 16 25 420 24 6 15 190 Rotire 6 9,5 25 920 MAΠ 411-6/16 16 2,5 15 305 Înclinarea 6 9,5 25 920 MAΠ braţului 411-6/16 16 2,5 15 305 Pentru acţionarea mecanismului de ridicare se utilizează un motor asincron cu trei viteze realizate cu două înfăşurări statorice din care una cu numărul de poli comutabil. Comanda acestui motor se realizează cu contactoare şi relee având o schemă asemănătoare celei folosite pentru vinciul de încărcare prezentat în figura 6.16. Acţionarea mecanismelor de rotire şi înclinare a braţului se face cu motoare asincrone cu două viteze comandate direct prin controler, având puterea mică. Schema de comandă a acţionării mecanismului de ridicat al macaralei este prezentată în figura 6.17. Elementele care compun schema sunt: m1 - motor asincron în scurtcircuit cu trei viteze; C1, C2 - contactoare de sens; C3 - contactor pentru turaţia mică; C4, C41 - contactoare pentru turaţia medie; C5 - contactor pentru turaţia mare; C6 - contactor de frânare; d1 - releu de tensiune minimă; d2, d3 - relee de accelerare; d4 - releu de frânare; d5 - releu pentru controlul integrităţii contactelor contactoarelor de turaţie; b(3-3’)÷ b(11-11) - contactele controlerului de comandă. Schema este simetrică astfel încât este suficientă explicarea funcţionării pe una din cele două poziţii. La aplicarea tensiunii, prin închiderea întrerupătorului a, de la redresorul n sunt alimentate releele d2, d3 şi prin contactele acestora d2 (6-8), d3 (6-8) este alimentat releul d5. Se închid contactele d5 (6-8) din circuitul contactorului de frânare C6 şi d5 (2-4) din circuitul releului de tensiune minimă d1. În situaţia iniţială, maneta controlerului fiind pe poziţia zero, este alimentat releul d1 şi se închide contactul d1 (2-4) prin care se şuntează contactul controlerului b(3-3’) asigurându-se aplicarea în continuare a tensiunii de comandă după deschiderea contactului b(3-3’) pe poziţiile de funcţionare ale controlerului. Pe poziţia 1 “Ridicare” se ]nchid contactele b (4-4’), b (6-6’) şi b (7-7’). Sunt alimentate contactoarele C1, C3 şi C6. Se deblochează frâna mecanică şi motorul porneşte cu turaţia mică. Prin deschiderea contactului C1 (7-9) se întrerupe alimentarea releului d2 şi contactele acestuia vor fi acţionate cu temporizare. Pe poziţia 2 “Ridicare” se deschide contactul b(7-7’) şi se închide contactul b(8-8’). Se întrerupe alimentarea contactorului C3 şi sunt alimentate contactorele C4, C41. Motorul este conectat pentru funcţionare cu turaţia medie, înfăşurarea comutabilă este conectată în triunghi. În poziţia 3 “Ridicare” se deschide contactul b(8-8’) şi se închide contactul b(11-11’). După expirarea timpului de întârziere al releului d2 se închide contactul d2 (3-5) şi este alimentat contactorul C5 care conectează motorul pentru funcţionare cu turaţia mare , dublă stea. În figura 6.17. este prezentată schema de conexiuni a înfăşurărilor de pe statorul motorului asincron. La trecerea bruscă a manetei controlerului din poziţia zero în poziţia 3, pentru a evita şocul provocat de pornirea directă cu viteză mare, acţionează protecţia de pornire incorectă realizată cu releul d2 pentru sensul de ridicare şi cu releul d3 pentru sensul de coborâre. Trecerea rapidă a manetei din poziţia zero în poziţia 3 “Ridicare” duce la închiderea contactelor b(4-4’), b(6-6’), b(11-11’). Este

295


întreruptă alimentarea releului d2 şi începe temporizarea la deschidere a armăturii sale. În prima etapă prin contactul d2 (2-4) sunt alimentate contactoarele C4, C41 şi motorul porneşte cu turaţia medie. În a doua etapă, după expirarea temporizării releului d2, se deschide contactul d2 (2-4) şi se închide contactul d2 (3-5). Este întreruptă alimentarea contactoarelor C4, C41 şi este alimentat contactorul C5 şi motorul va funcţiona cu turaţia maximă. În acest fel se asigură o pornire fără şocuri cu acceleraţie moderată. Schema este prevăzută deasemenea cu protecţie la contraconectare, în cazul mutării rapide a manetei controlerului, de exemplu, din poziţia 3 “Coborâre” în poziţia 3 “Ridicare”, realizată cu releele d2 şi d4. În această situaţie se deschid contactele controlerului b(5-5’), b(9-9’) şi se închid contactele b(6-6’), b(11-11’). La deschiderea contactului b(5-5’), contactorul C2 continuă să fie alimentat pentru o anumită durată de timp prin contactul d4 (2-4). Pe această durată de timp prin contactul d4 (6-8) sunt alimentate contactoarele C4, C41 şi motorul păstrându-şi sensul de rotaţie iniţial trece automat în regim de frânare cu recuperare, de la turaţia mare la turaţia medie. După expirarea timpului de reţinere al releului d4 motorul se opreşte sub acţiunea frânei mecanice. Din acest moment primeşte alimentare contactorul C1 şi motorul începe să se accelereze, în sensul de ridicare a încărcăturii, cu reţinere automată pe treapta a 2-a de turaţie, realizată de releul d2. La mutarea rapidă a controlerului din poziţia 3 “Ridicare” în poziţia 3 “Coborâre” se deschid contactele controlerului b(6-6’), b(11-11’) şi se închid contactele b(5-5’), b(9-9’). În perioada de întârziere a declanşării releului d4, motorul rămâne conectat pentru acelaşi sens de rotaţie şi se frânează prin recuperare la trecerea automată de la turaţia mare la turaţia medie şi mecanic prin acţiunea frânei electromagnetice. După expirarea timpului de reţinere al releului d4, primeşte alimentare contactorul C2 şi motorul porneşte în sens invers, acceleraţia fiind controlată de releul d3.

296


297


Fig. 6.17. Schema electrică de comandă cu relee şi contactoare pentru mecanismul de ridicare al macaralei acţionat cu motor asincron cu trei viteze.

298


Releele d2, d3, d4 asigură protecţia acţionării la acceleraţii şi frânări bruşte, în cazul mutării rapide a manetei controlerului de comandă. Releul d5 controlează integritatea funcţionării contactoarelor de accelerare pentru turaţiile medie şi mare. Dacă unul din contactoare nu lucrează, prin contactele lui normal deschise, este întreruptă alimentarea releului d5 care deconectează alimentarea releului d1 şi întrerupe funcţionarea motorului. Protecţia la suprasarcină este realizată de releele termice et1 ÷ et4. Limitatoarele de cursă LC1, LC2 limitează ridicarea şi coborârea cârligului. Limitatorul LC3 se deschide în cazul în care greutatea încărcăturii depăşeşte valoarea nominală. În figura 6.18 se prezintă schemele de acţionare a mecanismelor de rotire şi bascularea braţului macaralei. Motoarele electrice m2, m3 de antrenare a celor două mecanisme fiind de acelaşi tip şi schemele de comandă a celor două motoare sunt identice. În continuare se prezintă funcţionarea acţionării electrice pentru mecanismul de rotire. La trecerea manetei controlerului din poziţia zero în prima poziţie “Dreapta”, se închid contactele b(4-4’), b(8-8’) şi se deschide contactul b(2-2’). Este alimentată înfăşurarea de turaţie mică şi motorul funcţionează cu această turaţie. La trecerea manetei controlerului pe poziţia 2 “Dreapta” se deschid contactele b(7-7’), b(9-9’), b(11-11’) şi se închid contactele b(3-3’), b(5-5’), b(12-12’). Este alimentată înfăşurarea de turaţie mare şi motorul funcţionează cu această turaţie. Schema fiind simetrică funcţionarea pe poziţiile “Stânga” este asemănătoare. Protecţia la suprasarcină pentru motorul de rotire se realizează cu relee termice et1 ÷ et4, iar protecţia de tensiune minimă prin contactorul C1. Rotirea macaralei la dreapta este limitată de contactul LC1, iar la stânga de contactul limitatorului de cursă LC-2 Schema fiind simetrică funcţionarea pe poziţiile “Stânga” este asemănătoare. Protecţia la suprasarcină pentru motorul de rotire se realizează cu relee termice et1 ÷ et4, iar protecţia de tensiune minimă prin contactorul C1. Rotirea macaralei la dreapta este limitată de contactul LC1, iar la stânga de contactul limitatorului de cursă LC2. Funcţionarea schemei de comandă pentru motorul m3 de acţionare a mecanismului de înclinare a braţului este asemănătoare. Limitatoarele de cursă limitează deplasările braţului între poziţiile extreme: LC3 - pentru poziţia sus şi LC4 pentru poziţia jos. La atingerea limitelor extreme se deschide unul din limitatoarele de cursă şi prin întreruperea alimentării contactorului C2 motorul este deconectat de la reţea.

299


Fig. 6.18. Acţionarea electrică pentru:

a) mecanismul de rotire al macaralei; 300 b) mecanismul de înclinare a braţului macaralei.


ACŢIONAREA ELECTRICĂ A INSTALAŢIEI DE GUVERNARE 7.1. Caracterizare generală, cerinţe şi clasificări Cârma, ca element principal al instalaţiei de guvernare, este destinată pentru menţinerea navei pe drumul impus şi de asemenea pentru rotirea navei atunci când este necesară schimbarea direcţiei de mişcare. Acţionarea electrică sau electrohidraulică a cârmei este una din cele mai importante acţionări la bordul navei. Calităţile de manevrabilitate ale navei, date în principal de instalaţia de guvernare, sunt puse în evidenţă în mod deosebit atunci când se navigă în porturi, strâmtori, canale sau zone aglomerate. Pierderea posibilităţii de conducere a navei, ca urmare a ieşirii din funcţiune a instalaţiei de guvernare, constituie totdeauna o avarie deosebit de gravă care în condiţii grele de navigaţie, în multe situaţii cunoscute, a constituit cauza scufundării navei. Având în vedere importanţa instalaţiei de guvernare pentru siguranţa navigaţiei, regulile registrului de clasificare (R.N.R.) impun următoarele cerinţe pentru aceste instalaţii: 1. Fiecare navă trebuie să aibă o instalaţie de guvernare robustă şi sigură care să asigure manevrabilitatea şi stabilitatea de drum. 2. Instalaţia de guvernare trebuie să asigure manevra de trecere a cârmei de la 35° dintr-un bord la 35° în celălalt bord, cu nava la pescajul maxim şi la viteza maximă de serviciu. 3. Instalaţia de guvernare trebuie prevăzută cu un sistem de limitare mecanică a mişcării cârmei. Unghiul de limitare β acelaşi în ambele borduri are valoarea:

(α

0

)

(

+ 1o ≤ β ≤ α 0 + 1,5 o

)

în care α0 este unghiul maxim al cârmei la care este reglată instalaţia de comandă a acţionării electrice şi are valoarea de 35°. 4. Comanda acţionării instalaţiei de guvernare se poate face dintr-un post de comandă de la distanţă (timonerie) şi din compartimentul cârmei. În unele cazuri poate exista şi un al treilea post de comandă de la distanţă, de rezervă, situat în alt compartiment al navei. 5. Lângă fiecare post de comandă de la distanţă trebuie să existe indicator pentru poziţia cârmei (axiometru). Indicarea poziţiei cârmei trebuie să fie independentă de postul de comandă a acţionării instalaţiei de guvernare. 6. Fiecare acţionare principală, electrică sau electrohidraulică, a instalaţiei de guvernare trebuie să primească alimentare prin 2 circuite separate, conectate direct la tabloul principal de distribuţie. Unul din circuite poate primi alimentarea prin tabloul de distribuţie de avarie. 7. Dispozitivul de acţionare electrică trebuie să asigure: − trecerea continuă a cârmei dintr-un bord în altul în timp de 30 secunde, cu cârma complet imersată şi viteza maximă de marş înainte corespunzătoare;

305


− funcţionarea continuă timp de 1 oră la viteza de exploatare maximă înainte şi punerea penei cârmei bandă cu un unghi care să asigure 350 de manevre ale cârmei pe oră; − posibilitatea opririi motorului electric sub curent timp de 1 minut, din starea de încălzit (numai pentru cârme cu transmisie mecanică directă); − rezistenţă mecanică corespunzătoare la efortul care apare la viteza maximă înapoi; se recomandă să se asigure posibilitatea schimbării poziţiei cârmei la o viteză medie de mers înapoi. 8. Sensul de rotaţie al timonei sau al manetei dispozitivului de comandă să corespundă cu sensul de mişcare a cârmei. În sistemul de comandă prin butoane, butoanele trebuie să fie amplasate în aşa fel încât butonul ce se află aşezat în partea dreaptă să corespundă cu mişcarea cârmei în tribord, iar butonul ce se află la stânga să corespundă cu mişcarea penei cârmei la babord. 9. Se admite spre instalare un pilot automat (sistem de stabilizare a drumului navei) care să acţioneze maşina cârmei cu ajutorul unui sistem de transmisii proprii sau folosind pentru aceasta sistemul existent manual de acţionare a cârmei. Cârma, ca element principal al instalaţiei de guvernare, reprezintă o placă (denumită pana cârmei) imersată în apă la pupa navei. Cârma se poate roti în jurul unui ax vertical dispus în planul diametral al navei. Prin rotirea cârmei cu un unghi oarecare faţă de planul diametral într-un bord, pe suprafaţa cârmei acţionează presiunea curentului de apă creat de mişcarea navei. Întrucât cârma este fixată prin ax de navă, presiunea pe suprafaţa cârmei se transmite navei producând un moment care roteşte nava. Pentru deplasarea cârmei cu un unghi oarecare este necesară o forţă de o anumită valoare. În acest scop, se foloseşte motorul de execuţie care pe nave, de regulă, este un motor electric. Motorul electric este cuplat cu cârma printr-un mecanism de transmisie care poate fi mecanic sau hidraulic. Acţionarea electrică a cârmei se comandă de la distanţă, postul de comandă fiind dispus de regulă în timonerie. Comanda acţionării electrice realizează: deplasarea cârmei cu unghiul dat, oprirea ei, inversarea sensului de rotaţie a cârmei, reglarea vitezei de rotaţie ş.a. Verificarea executării comenzii date de la postul de comandă constă în indicarea poziţiei penei cârmei faţă de planul diametral şi a rezultatului acţiunii cârmei asupra rotirii navei. Poziţiei penei cârmei faţă de planul diametral este indicată, aşa cum s-a menţionat, de axiometru, iar repetitorul girocompas sau compasul magnetic indică schimbarea drumului navei sub acţiunea deplasării cârmei. Sistemele de acţionări electrice pentru instalaţiile de guvernare cunosc o largă diversificare. Clasificarea instalaţiilor de guvernare poate fi făcută după mai multe criterii [2]: 1. După particularităţile constructive ale cârmei. Cârma este elementul care determină caracteristica momentului la axul cârmei şi regimurile posibile de lucru ale acţionării electrice. Se realizează cârme obişnuite şi cârme active. Cele mai răspândite sunt cârmele obişnuite care pot fi clasificate după mai multe criterii, astfel: * după modul de asamblare a penei cârmei cu corpul navei deosebim cârme simple, semisuspendate, suspendate;

306


* după poziţia axului faţă de muchia de atac (muchia anterioară) a penei deosebim cârme necompensate, compensate, semicompensate; * după forma geometrică a secţiunii longitudinal-verticale a penei deosebim cârme de formă dreptunghiulară, cârme de formă trapezoidală, cârme de alte forme geometrice; * după forma secţiunii longitudinal-orizontale a penei deosebim cârme plate şi cârme cu profil hidrodinamic. Compensarea penei cârmei se foloseşte pentru micşorarea momentului la axul cârmei şi ca urmare reducerea puterii motorului electricde acţionare. Profilul aerodinamic al cârmei îmbunătăţeşte caracteristicile sistemului corp navă - elice - cârmă şi micşorează rezistenţa la înaintare a navei precum şi momentul la axul cârmei. 2. După felul trasmisiei sunt sisteme cu legătură fixă între axul motorului electricşi axul cârmei, din această categorie făcând parte cârmele cu acţionare electromecanică şi cu legătură elastică, la care legătura între axul motorului electricşi axul cârmei poate să lipsească. Acestea pot fi hidraulice, pneumatice sau prin fricţiune, cea mai mare răspândire având-o acţionarea electrohidraulică. 3. După caracterul funcţionării motorului electric sistemele de acţionare pot fi: − cu funcţionare intermitentă; − cu funcţionare continuă. Funcţionarea intermitentă a motorului electricse aplică în cazul transmisiei mecanice iar cea continuă pentru transmisia hidraulică. În regimul de funcţionare continuă sunt eliminate regimurile grele de conectări repetate şi de încălzire dată de valorile mari ale curenţilor de pornire, astfel încât transmisia prezintă, din acest punct de vedere, o îmbunătăţire a condiţiilor în care lucrează motor electricul în instalaţiile de guvernare. 4. După nivelul de automatizare sau după sistemul de urmărire a comenzii acţionării electrice. Funcţionarea sistemelor de acţionare a cârmei poate fi: simplă, sincronizată şi automată. Funcţionarea simplă. În acest caz instalaţia de guvernare reprezintă un sistem deschis (sistem de comandă automată). În figura 7.1.a se prezintă, în principiu, schema de structură a unui sistem de comandă autoamtă a cârmei (sistem deschis). În figura 7.1.a instalaţia de guvernare este formată din următoarele elemente: 1- timona de comandă; 2transmisia de comandă; 3- maşina cârmei; 4- transmisia de forţă; 5- cârma; 6- transmisia de control; 7- elementul receptor al axiometrului. În acest caz poziţia timonei determină bordul în care se deplasează cârma şi viteza de deplasare. Poziţia penei cârmei nu este determinată de poziţia timonei. În acest regim de funcţionare pornirea motorului electric de acţionare a cârmei se face manual prin rotirea timonei într-unul din borduri şi funcţionează atâta timp cât se menţine deplasarea timonei, iar oprirea motorului electric se face de asemenea manual prin aducerea timonei în poziţia zero. Pentru a urmări deplasarea cârmei faţă de planul diametral se foloseşte aparatul indicator numit axiometru. Experienţa timonierului este foarte importantă deoarece trebuie să simtă reacţia navei, la diferite viteze şi la diversele unghiuri de bandare a cârmei, astfel încât manevrele să fie scurte, iar menţinerea navei pe drumul dorit să se facă cu cât mai puţine oscilaţii. Funcţionarea sincronizată. În acest caz instalaţia de guvernare reprezintă un sistem închis, mărimea de ieşire fiind unghiul de bandare a cârmei. În figura 7.1.b. se

307


prezintă, în principiu, o instalaţie de guvernare cu funcţionare sincronizată. În fig.7.1.b. deosebim: 1-timona de comandă, 2-elementul de comparaţie, 3-maşina de cârmă, 4cârma, 5-transmisia de comandă, 6-transmisia de forţă, 7-legătura inversă negativă, 8transmisia de control, 9-indicatorul axiometrului. În starea de repaus a instalaţiei, poziţia penei cârmei este determinată de poziţia timonei postului de comandă. Motorul electric de acţionare a cârmei este pus în funcţiune prin rotirea timonei cu un unghi oarecare αi în unul din borduri şi se opreşte automat atunci când pana cârmei s-a rotit cu acelaşi unghi αe=αi ca şi timona. În momentul în care αe=αi eroarea ε= αi-αe=0 şi motorul de acţionare a cârmei se opreşte. Axiometrul, în acest caz, este un mijloc suplimentar de control.

Fig. 7.1.a.

Fig. 7.1.b.

Funcţionarea automată. Dispozitivele electrice de acţionare a cârmelor cu funcţionare automată asigură menţinerea automată a navei pe drumul dat şi schimbări automate ale drumului conform unui program dinainte stabilit. În acest caz motorul electric de acţionare al cârmei intră în funcţiune automat atunci când nava se abate de la drumul impus şi se opreşte automat când nava a revenit la drumul dat. Aceste dispozitive cu funcţionare automată se mai numesc şi girotimone deoarece sunt totdeauna cuplate prin selsine cu girocompasul navei. Pe navele moderne cu raioane extinse de navigaţie, instalaţia de guvernare permite trecerea succesivă în cele trei regiuni. Regimul de funcţionare automată se utilizează când se navigă timp îndelungat pe drum constant, regimul de funcţionare sincronizată comandat de timonă se aplică pentru navigaţia în porturi, strâmtori, canale, adică în situaţii în care schimbările de direcţie ale navei se succed la intervale scurte de timp, iar regimul de funcţionare simplă, comandat de regulă prin butoane, se menţine ca un sistem de rezervă. 5. După criterii electrice: felul curentului (curent continuu sau curent alternativ), sisteme de alimentare (direct de la reţeaua navei sau prin sistemul generatormotor), sisteme de comandă. 7.2. Calculul diagramei de sarcină Pentru a asigura manevra navei, pana cârmei trebuie să aibă o suprafaţă A, care se calculează în funcţie de dimensiunile navei cu formula:

[ ]

A = µ ⋅ L ⋅T m2

308


(7.1.a)

unde:

L - lungimea navei între perpendiculare, [m]; T - pescajul navei, [m]; µ - coeficient dependent de tipul navei. Relaţia 7.1. se mai scrie sub forma:

A=

LT 2 [m ]. f

(7.1.b.)

Valorile coeficienţilor f şi μ, funcţie de tipul navelor sunt date în tabelul următor: Tipul navei Cargouri -de tonaj redus -cu o singură elice cu viteze medii -cu o singură elice rapidă -cu două elice cu o singură cârmă - cu două elice, cu două cârme Tancuri - mici şi mijlocii -de mare tonaj Nave de pasageri -mici cu viteze ponderate -mici, rapide Mari şi mixte cu viteze moderate Nave mari rapide Nave de pescuit Ferry-boat Nave cu vele -mici -mari Şalupe cu moto Bărci

f

μ

50-40 65-40 70-50 60-50 75-50

0,02-0,025 0,015-0,025 0,014-0,020 0,016-0,020 0,013-0,020

70-52 59-45

0,014-0,019 0,017-0,022

59-45 59-50 62-50 70-50 40-22 40-25

0,017-0,022 0,017-0,020 0,016-0,020 0,014-0,020 0,025-0,045 0,025-0,040

50-40 50-35 35-20 25-18

0,020-0,025 0,020-0,050 0,030-0,050 0,040-0,055

Verificarea ariei safranului se face cu formula:

A min = p ⋅ q ⋅

LT 150 (0,75 + ) [m2]. 100 L + 75

(7.1.c.)

unde: p-coeficient egal cu 1,2 pentru cârmele care nu lucrează în imediata apropriere a elicei şi 1,0 pentru cârmele care lucrează lângă elice. Pe navele moderne se utilizează cârmele cu profil hidrodinamic întrucât acest profil asigură reducerea rezistenţei la înaintare a navei şi a momentului necesar pentru rotirea penei cârmei. În figura 7.2. se prezintă o cârmă cu profil hidrodinamic. Profilul penei cârmei este caracterizat de grosimea relativă: (7.2)

309


t max b

t= unde:

tmax - reprezintă cea mai mare grosime a secţiunii penei cârmei, [m]; b - lăţimea (coarda) penei cârmei, [m]. Grosimea maximă a profilului cârmei se află, de regulă, în limitele tmax (0,1-0,125)D, unde D este diametrul elicei. Pentru cârme obişnuite valoarea coeficientului t se înscrie în limitele t = 0,06 ÷ 0,3. Se recomandă ca t să se limiteze la 0,25. O altă caracteristică importantă a cârmei este alungirea relativă, λ care reprezintă raportul:

h

λ=

b mned

=

h2 A

(7.3)

în care h este înălţimea penei cârmei, [m]. De obicei, pentru cârmele navelor comerciale valoarea coeficientului λ este în limitele λ = 0,5 ÷ 3, cel mai frecvent având valorea λ = 2. Pentru determinarea înălţimii penei cârmei, h la nave maritime de deplasament mediu, se utilizează frecvent relaţia: h = T − (0 ,5...1)[m] , (7.4) La cârmele compensate axul de rotire împarte suprafaţa penei cârmei în două părţi: partea din prova, care constituie partea compensată şi partea din pupa. Gradul de compensare este exprimat de coeficientul:

k= Fig. 7.2. Pana cârmei cu profil hidrodinamic

A1 , A

(7.5)

A1 - suprafaţa părţii compensate, [m2]; A - suprafaţa penei cârmei, [m2]. Pentru cârme de formă dreptunghiulară rezultă:

unde:

k=

b1 ⋅ h b1 = b⋅h b

(7.6)

în care b1 este lăţimea părţii compensate. Valorile coeficientului de compensare, k se înscriu de obicei în limitele k = 0,05 ÷ 0,30. Pentru reducerea vibraţiilor se recomandă ca valoarea k ≤ 0,25. Cârmele semicompensate se deosebesc de cele compensate prin aceea că partea compensată nu ocupă înălţimea penei cârmei. O altă mărime care caracterizează profilul hidrodinamic este abscisa relativă a grosimii maxime a profilului x max =

x max , unde xmax corespunde ordonatei maxime a b

penei cârmei.

310


Forţele care acţionează pe pana cârmei pasive. Prin rotirea penei cârmei cu unghiul α faţă de planul diametral al navei, curentul de apă produs la înaintarea navei cu viteza v ,acţionează neuniform pe cele două feţe ale cârmei şi ca urmare apare o forţă rezultantă de presiune a apei pe pana cârmei.

Fig. 7.3. Forţa creată de curentul de apă care acţionează pe o suprafaţă plană înclinată

Teoretic, curentul de apă care se deplasează cu viteza v produce pe suprafaţa unei r plăci înclinată, cu unghiul α, o forţă rezultantă normală pe suprafaţa plăcii, R . Din figura 7.3. se observă că impulsul creat de cantitatea de apă în mişcare prin ciocnirea cu suprafaţa plană este egal cu impulsul forţei rezultante:

ρ ⋅ v ⋅ dt ⋅ A ⋅ sin α ⋅ v ⋅ sin α = R ⋅ dt

(7.7)

v dt.A sin α - volumul care acţionează asupra plăcii în timpul dt; ρ - densitatea apei (1000kg/m3); v - viteza curentului de apă, [m/s]; α - unghiul de înclinare al plăcii în grade. Din relaţia (7.7) rezultă că, teoretic, forţa rezultantă pe suprafaţa plăcii se determină cu relaţia: (7.8) R = A ⋅ ρ ⋅ v 2 ⋅ sin 2 α[N ]

unde:

Expresia forţei rezultante dată de relaţia (7.8), determinată prin aplicarea simplă a legii lui Newton nu se foloseşte practic întrucât nu ia în considerare fenomene suplimentare care însoţesc în realitate aripa hidrodinamică în curentul de apă şi care pot fi luate în considerare cu ajutorul unor coeficienţi stabiliţi experimental. Formula teoretică dată de relaţia (7.8) permite totuşi evidenţierea factorilor principali de care depinde valoarea forţei rezultante. O soluţie pentru cârme plate este oferită de formula empirică stabilită de inginerul francez Josseli:

k ' ⋅ sin α R= A ⋅ v 2 [N ] Cr

(7.9)

A - suprafaţa penei cârmei, [m2]; v - viteza navei, [m/s]; α - unghiul de rotire al cârmei, în grade; k’ - coeficient care ia în considerare influenţa profilului şi densităţii apei de mare. Valorile acestui coeficient sunt:

unde:

311


k’ = 196 kg/m3 pentru mersul înainte al navei; k’ = 407 kg/m3 pentru mersul înapoi al navei. Cr – coeficient care se determină cu relaţia:

C r = 0,195 + 0,305 sin α

(7.10) Formula (7.9) oferă rezultate bune în cazul cârmelor plane. Astfel de cârme se întâlnesc în cazuri rare şi în mod deosebit la fluviu. Pentru cârmele cu profil hidrodinamic, utilizate frecvent la navele maritime şi fluviale, această formulă nu oferă rezultate mulţumitoare. Cercetările efectuate în domeniul teoriei aripilor aerodinamice, la care o contribuţie importantă a adus-o Jukovski, au condus la găsirea unei relaţii de calcul mai precisă pentru determinarea forţei care apare pe aripa aerodinamică, în aer sau apă, pentru oricare formă de profil aerodinamic. În figura 7.4. este reprezentată cârma cu profil hidrodinamic înclinată faţă de planul diametral cu un unghi α. Forţa rezultantă a presiunii apei pe cârmă, Rt aplicată în punctul A se poate descompune după două sisteme de axe, astfel: − primul sistem, în care x corespunde cu direcţia de mers a navei şi a curentului de apă, iar axa y este perpendiculară pe direcţia de mişcare, permite descompunerea forţei rezultante în componentele: Rx - orientată în sens contrar sensului de mişcare a navei şi Ry - perpendiculară pe prima. Componenenta Rx se numeşte forţa de rezistenţă la înaintare iar componenta transversală Ry se numeşte forţa de ascensiune sau forţa portantă. După această descompunere rezultă:

Rt = R x2 + R y2

(7.11)

− al doilea sistem, în care una din direcţii coincide cu planul cârmei, iar cea de-a doua este normală la planul cârmei, permite descompunerea forţei rezultante în componentele: R - normală la planul cârmei, care permite calculul momentului la axul cârmei şi T - tangenţială la planul cârmei care asigură deplasarea curentului de apă de-a lungul cârmei. Din această descompunere rezultă: (7.12) R = R2 + T 2 t

Fig. 7.4. Forţa de presiune pe cârma pasivă cu profil hiderodinamic.

312


Din figura 7.4. rezultă următoarele relaţii între componentele după cele două sisteme de axe: R = R y cos α + R x sin α , (7.13) T = R x cos α − R y sin α . (7.14) Teoria aripei aerodinamice permite determinarea forţelor care apar asupra profilelor aerodinamice de forme diferite, în aer sau în apă. Conform acestei teorii forţa rezultantă normală pe suprafaţa cârmei se determină cu relaţia:

R = (C y cos α + C x sin α )⋅ ρ

A ⋅ v2 [N] 2

(7.15)

unde:

Cy - coeficient adimensional al forţei portante (Ry); Cx - coeficient adimensional al forţei de rezistenţă (Rx); v - viteza navei, [m/s]; A - suprafaţa cârmei, [m2]; ρ - densitatea apei de mare, ρ = 1025kg/m3; α - unghiul dintre planul cârmei şi direcţia de mişcare a navei. Mărimile coeficienţilor Cy şi Cx depind de dimensiunea relativă, λ a profilului, de grosimea relativă, t ,de unghiul de rotire a cârmei, α şi altele. În urma efectuării măsurătorilor experimentale s-au întocmit atlase cu graficele coeficienţilor Cx si Cy pentru cârme de profile diferite şi pentru o diversitate mare de forme aerodinamice. Pentru exemplificare, în figura 7.5. se prezintă graficele Cy = f(α) şi Cx = f(α), λ = 1, λ = 1,23 şi λ = 1,425, pentru unele profile de cârmă. Profilele hidrodinamice întrebuinţate la construcţia cârmelor sunt simetrice. Geometria şi caracteristicile lor, aşa cum s-a menţionat, sunt determinate în laboratoare de hidro sau aerodinamică. Cele mai răspândite sunt [2]: - profilele de tip NACA (National Advisory Commitee for Aeronautics), obţinute experimental în laboratoarele din S.U.A. Se folosesc la navele de viteză moderată, pentru cârmele amplasate în curentul elicelor; - profilele de tip NEJ, obţinute după formulele lui N.E.Jukovski, se foşlosesc la construcţia cârmelor pentru navele rapide; - profile de tip ŢAGHI, obţinute experimental în laboratoarele în laboratoarele din Rusia, se folosesc pentru construcţia cîrmelor navelor cu doi arbori portelice şi cârmelor din prova; .. - profile de tip G O , obţinute exxperimental în laboratoarele de aerodinamică

..

din G o ttingen , se folosesc la navele cu doi arbori portelice, pentru construcţia cârmelor amplasate în P.D. Întrucât încercările au fost efectuate cu profile având o anumită alungire relativă λ1, este necesar a corecta parametrii hidrodinamici ai profilului pentru alungirea reală a cârmei:

313


314


Fig. 7.5. Graficele caracteristicilor diferitelor profile de cârme: a, c şi d - dependentele coeficienţilor Cx, Cy, Cp de unghiul de atac α; b, d, f - dependenţa coeficientului momentului Cm de unghiul α pentru diferite grade de compensare, k

315


C 2y

1 1 − ), π λ 2 λ1 Cy 1 1 α 2 = α1 + 57,3 ⋅ ⋅( − ), π λ 2 λ1 C x 2 = C x1 +

(

(7.16) (7.17)

coeficienţii Cy şi Cm rămân neschimbaţi. Obişnuit, în simbolizarea profilelor hidrodinamice folosite la cârme se specifică tipul şi valoarea coeficientului t precedat de un zero (spre exemplu, simbolizarea NACA 0018 corespunde profilului hidrodinamic de tip NACA având t =0,18. Cuplul la axul cârmei. Pentru calculul acţionării electrice a cârmei este necesar să cunoaştem cuplul necesar pentru rotirea cârmei. În figura 7.6. se prezintă braţul forţei rezultante de presiune pentru cârme necompensate şi compensate, la mersul înainte şi mersul înapoi al navei.

Fig. 7.6. Braţul forţei rezultante de presiune pe cârmă la mersul înainte şi înapoi al navei; I - cârmă obişnuită, II - cârmă compensată

Pentru cârma cu forma dreptunghiulară obişnuită momentul la axul cârmei este: (7.18) Ma = R ⋅ X p unde Xp este distanţa de la centrul de presiune A, în care se aplică forţa rezultantă normală R până la axul cârmei. Poziţia centrului de presiune A, în care se aplică forţa rezultantă normală pe planul cârmei, se schimbă în funcţie de valoarea unghiului de înclinare a cârmei. Se defineşte un coeficient adimensional al centrului de presiune Cp:

Cp =

Xp

(7.19)

b

Valorile coeficientului centrului de presiune Cp sunt determinate experimental, pentru diferite profile de cârmă, în funcţie de unghiul de înclinare, Cp = f(α) şi sunt date în atlase. Pentru profilele de cârmă din figura 7.5. sunt date şi graficele pentru coeficienţii Cp. Din relaţiile (7.18) şi (7.19) rezultă: (7.20) Ma = R ⋅ Cp ⋅ b

316


La cârmele compensate axul cârmei este la distanţa b1 faţă de partea din faţă a cârmei (figura 7.6.) şi momentul la axul cârmei se calculează cu relaţia: (7.21) M a = R C p ⋅ b − b1

(

)

Dacă în relaţia (7.20) se introduce valoarea forţei rezultantă normală, dată de relaţia (7.15), rezultă:

M a = (C y cos α + C x sin α )⋅ ρ

A ⋅ v2 Cp ⋅ b 2

(7.22)

Introducând un coeficient adimensional de forma:

C m = C p (C y cos α + C x sin α ) =

Ma

ρ A ⋅ v2 2

(7.23)

relaţia (7.22) devine:

A ⋅ v2 Ma = Cm ⋅ ρ ⋅ b 2

(7.24)

unde Cm este coeficientul momentului şi are în vedere schimbarea valorii momentului la axul cârmei în funcţie de unghiul de rotire. Acest coeficient se determină de asemenea prin încercări experimentale pe diferite tipuri de profile şi se dă în atlase. Pentru profilele date în figura 7.5. se prezintă şi caracteristicile Cm = f(α). Între coeficienţii adimensionali care caracterizează un anumit profil aerodinamic există relaţia de calcul (7.23). Relaţia (7.24) permite calculul cuplului pentru cârma simplă. Pentru cârma compensată momentul, în funcţie de coeficientul Cm se calculează cu relaţia:

Ma = ρ ⋅ b unde:

f = C y cos α + C x sin α ;

A ⋅ v2 (C m − f ⋅ k ) 2

(7.25)

k - gradul de compensare, relaţia (7.6). La mersul înapoi al navei se schimbă poziţia centrului de presiune A, aşa cum se prezintă în figura 7.6. şi momentele la axul cârmei se calculează cu relaţiile: a. pentru cârma simplă la mers înapoi:

M a = R(b − x ) = ρ ⋅ b

A ⋅ v2 (k − C m ) 2

(7.26)

b. pentru cârma compensată la mers înapoi:

M a = R(b − x − b1 ) = ρ ⋅ b

A⋅v2 [k (1 − f ) − C m ] 2

(7.27)

Uneori forma penei cârmei este diferită de forma dreptunghiulară. În acest caz suprafaţa cârmei se împarte în mai multe părţi care se aproximează cu forma dreptunghiulară. Suprafaţa cârmei, prezentată în figura 7.7. se împarte în n părţi care sunt aproximate cu dreptunghiuri şi permit aplicarea formulelor stabilite pentru calculul forţei

317


şi a momentului la axul cârmei. Suprafeţele elementare cu înălţimea ∆h şi lăţimea bj au aria ∆A j = ∆h ⋅ b j . Mărimea forţei care acţionează pe suprafaţa elementară j este:

Fig. 7.7. Pana cârmei pasive de formă oarecare

∆R j = (C y cos α + C x sin α )

∆A j ⋅ v 2 2

(7.28)

⋅ρ

iar momentul corespunzător la axul cârmei,

∆M aj = ∆R j (C p ⋅ b j − b1 j )

(7.29)

După determinarea forţelor şi momentelor elementare se calculează forţa şi momentul total:

R = ∆R1 + ∆R2 + K + ∆Rn M a = ∆M 1 + ∆M 2 + K + ∆M n

(7.30) (7.31)

Rezultatele calculelor efectuate se prezintă sub formă grafică.

Fig. 7.8. Curbele dependenţei

M a = f (α ) pentru cârmele simple (a) şi compensate (b);

1 - pentru mersul înainte, 2 - pentru mersul înapoi

318


În figura 7.8 se prezintă dependenţa momentului la axul cârmei de unghiul α,

M a = f (α ) , la deplasarea cârmei dintr-un bord în celălalt bord pentru cârma simplă (a) şi compensată (b) la mersul navei înainte (1) şi la mersul navei înapoi (2) cu respectarea următoarelor reguli de semne: − unghiurile de rotire ale cârmei pentru deplasarea din planul diametral spre bord se consideră pozitive; − unghiurile de rotire ale cârmei pentru deplasarea din bord spre planul diametral se consideră negative; − momentele de la axul cârmei care se opun deplasării acesteia sunt pozitive, iar cele care sunt în sensul deplasării se consideră negative. Din curbele care reprezintă dependenţa momentului la axul cârmei de unghiul de rotire al cârmei, reprezentate în figura 7.8, rezultă că momentul maxim la axul cârmei pentru mersul înapoi este mai mare decât momentul maxim la mersul înainte al navei. Explicaţia constă în aceea că braţul forţei rezultante de presiune este mai mare la mersul înapoi, aşa cum rezultă din figura 7.8. Cu toate acestea, în mod obişnuit, pentru calculul acţionărilor electrice se ia în considerare numai momentul maxim la mersul înainte al navei, întrucât regulile de registru solicită ca acţionările electrice ale cârmelor să asigure deplasarea cârmei la mersul înapoi al navei numai pentru o viteză medie, care de obicei este în limitele 50 - 70% din viteza maximă la mersul înainte al navei. Pentru această viteză medie, momentul maxim la mersul înapoi este mai mic decât momentul maxim la mersul înainte calculat pentru viteza maximă a navei. Pentru cârme compensate, funcţie de gradul de compensare, valorile maxime ale unghiului α1 nu depăşesc, în mod normal, α 1 ≤ 7 o ÷ 10 o . Metoda de calcul hidrodinamic prezentată nu ia în considerare influenţa formei pupa a navei şi a elicei pentru regimul de funcţionare al cârmei. Aceste influenţe pot fi stabilite numai prin încercări pe modelele realizate la scară. 7.3. Mecanisme de transmisie În instalaţiile de guvernare a navelor mecanismele de transmisie asigură transmiterea momentului de la motorul electric de execuţie la axul cârmei. Mecanismele de transmisie utilizate în acest scop se împart în două grupe: din prima grupă fac parte transmisiile mecanice, care pot fi cu şurub, cu sector de roată dinţată şi cu cablu, iar a doua grupă o constituie transmisiile electrohidraulice, care la rândul lor pot fi cu pompă cu debit variabil şi cu pompă cu debit constant. 7.3.1. Transmisii mecanice pentru cârme Transmisia cu şurub este prezentată în figura 7.9. Transmisia cu şurub se compune din echea cârmei E, legată prin tijele 1 şi 2 cu piuliţele 4 angrenate cu şurubul 3. Şurubul 3 are filete pe stânga şi pe dreapta astfel încât la rotirea lui piuliţele 4 se deplasează în sensuri contrare realizând, prin tijele 1 şi 2, rotirea echei şi ca urmare deplasarea penei cârmei cu un unghi oarecare.

319


Fig. 7.9. Vederea generală a transmisiei cu şurub

Şurubul 3, prin angrenajul de roţi dinţate z1, z2, este cuplat cu axul diferenţialului 5 constituit din patru roţi conice z3, z4, z5, z6 libere pe axe. Roţile dinţate z5 şi z6 ale diferenţialului sunt cuplate prin angrenaje melc- roată melcată M1 şi M2 cu axele electromotoarelor I şi II. Pentru realizarea regimului de lucru este necesară funcţionarea unui singur motor electric, cel de al doilea constituind rezerva instalaţiei. Mecanismul mai este prevăzut cu un sistem de frână manuală 6 şi cu un indicator al poziţiei cârmei 7. Acest tip de transmisie se utilizează pentru puteri maxime 70 - 80kW şi are randamentul în limitele 0,2 ÷ 0,4 . O particularitate a acestei transmisii este lungimea mare în raport cu lăţimea, raportul între lungime şi lăţime fiind circa 2,75 ÷ 2,95 . Întrucât prezintă mare siguranţă în funcţionare şi permit introducerea directă a motorului electric de rezervă, aceste mecanisme s-au folosit pe nave militare şi mai pot fi întâlnite la construcţiile mai vechi. Transmisia cu sector este mijlocul folosit frecvent pentru acţionările electromecanice ale cârmei la nave. Mecanismul de transmisie cu sector, prezentat în figura 7.10. se compune din sectorul dinţat 1 şi transmisia cu şurub 2. Sectorul este cuplat cu echea 3 prin resoartele 4 care au rolul de amortizare a şocurilor. Echea este fixată pe axul cârmei 5, în timp ce sectorul se aşează liber, angrenarea sa cu echea făcându-se prin resoartele 4. Sectorul care au rolul de amortizare a şocurilor. Echea este fixată pe axul cârmei 5, în timp ce sectorul

320


se aşează liber, angrenarea sa cu echea făcânduse prin resoartele 4. Sectorul dinţat este în angrenaj cu roata dinţată 6 aşezată fix pe axul transmisiei cu şurub. Mecanismul mai dispune de frâna mecanică 7 şi de indicatorul poziţiei cârmei 8. Transmisia cu sector prezintă o soluţie simplă şi sigură în funcţionare. Dezavantajele acestui sistem de transmisie îl constituie greutatea mare şi dezvoltarea construcţiei pe lăţime, astfel că poate fi instalat numai la nave cu lăţimea mare în pupa navei. Randamentul transmisiei cu sector este de obicei în limitele 0,4 ÷ 0,5 . Acest tip de transmisie se foloseşte pentru puteri ale motoarelor electrice până la 70kW. Pentru acţionarea sectorului dinţat se poate folosi un diferenţial, ca şi în cazul Fig. 7.10. Vederea generală a transmisiei mecanismului de transmisie cu şurub, cu toate cu sector avantajele care rezultă. Transmisia cu cablu se utilizează mai mult la navele fluviale. Transmisia cu cablu prezentată în figura 7.11. se compune din motorul electric m cuplat elastic prin mufa M cu reductorul cu roţi cilindrice R. Axul de ieşire al reductorului este cuplat prin angrenajul de roţi dinţate z1, z2 cu mecanismul roată de lanţlanţ cu role RL, la capetele căruia sunt legate cablurile Td şi Ts. Transmisia cu sector prezintă o soluţie simplă şi sigură în funcţionare. Dezavantajele acestui sistem de transmisie îl constituie greutatea mare şi dezvoltarea construcţiei pe lăţime, astfel că poate fi instalat numai la nave cu lăţimea mare în pupa navei. Randamentul transmisiei cu sector este de obicei în limitele 0,4 ÷ 0,5 . Acest tip de transmisie se foloseşte pentru puteri ale motoarelor electrice până la 70kW. Pentru acţionarea sectorului dinţat se poate folosi un diferenţial, ca şi în cazul mecanismului de transmisie cu şurub, cu toate avantajele care rezultă. Transmisia cu cablu prezentată în figura 7.11. se compune din motor electric m cuplat elastic prin mufa M cu reductorul cu roţi cilindrice R. Axul de ieşire al reductorului este cuplat prin angrenajul de roţi dinţate z1, z2 cu mecanismul roată de lanţ lanţ cu role RL, la capetele căruia sunt legate cablurile Td şi Ts. Celelalte capete ale acestor cabluri sunt conduse prin rolele r, instalate pe bordul drept şi pe bordul stâng al navei şi legate la sectorul S, cuplat rigid cu axul cârmei C. Axul cârmei constituie centrul de rotaţie şi realizează deplasarea cârmei sub acţiunea forţelor create de tracţiunea cablurilor Td şi Ts. Randamentul transmisiei prin cablu este în limitele 0,4 ÷ 0,5 .

321


Fig. 7.11. Schema cinematică a transmisiei cu cablu

7.3.2. Transmisii hidraulice pentru cârme Pentru nave cu deplasament mare şi viteze mari sunt necesare momente mari pentru deplasarea cârmei şi ca urmare puteri mari pentru instalaţia de guvernare. Pentru realizarea unor momente mari la axul cârmei folosind transmisii mecanice sunt necesare mecanisme de gabarite şi greutăţi mari a căror dispunere pe navă este dificilă. De asemenea, având în vedere randamentul mic al transmisiilor mecanice, puterea electromotoarelor de execuţie ar rezulta de valori mari. Utilizarea transmisiilor hidraulice permite reducerea gabaritelor şi greutăţilor acţionării electrice, precum şi creşterea randamentului transmisiei. Totodată transmisia hidraulică poate funcţiona impecabil şi în cazul în care compartimentul cârmei este inundat. Maşinile hidraulice de cârmă se deosebesc după modul în care se realizează presa, după tipul pompelor şi după sistemul de comandă. Presiunea fluidului de lucru este asigurată de o pompă acţionată electric. După modul în care se realizează presa, transmisiile hidraulice pot fi: cu palete şi cu pistoane. Maşina de cârmă de tip cu palete este prezentată în figura 7.12. În interiorul cilindrului presei, 1, jumătate din palete, 2, sunt prinse de corpul cilindrului şi constituie partea fixă, iar cealaltă jumătate, 3, sunt prinse pe axul cârmei 4 şi se rotesc împreună cu axul cârmei. Între paletele fixe şi mobile se formează cavităţile A şi B. Pentru sensul de pompare al fluidului de lucru reprezentat în figura 7.12 acesta, prin conductele haşurate pătrunde sub presiune în cavităţile B şi este recuperat din cavităţile A prin conductele nehaşurate. Pe suprafeţele paletelor mobile presiunile fiind inegale apare o forţă rezultantă care însumată produce un cuplu de rotire în sensul indicat în figură. La schimbarea sensului de transmitere a fluidului de lucru, presiunile în cavităţile A vor fi mai mari decât presiunile din cavităţile B şi ca rezultat se inversează sensul de rotire a axului cârmei. Maşina de cârmă rotativă cu palete reprezintă o construcţie compactă, se montează direct pe axul cârmei şi ocupă un volum minim în compartimentul cârmei.

322


Firma engleză FRIDENBÖ realizează o gamă largă de astfel de maşini hidraulice. În figura 7.13 şi în tabelul 7.1 se prezintă caracteristicile tehnice ale motoarelor hidraulice de tip FRIDENBÖ.

Fig. 7.12. Transmisie hidraulică cu palete a acţionării electrohidraulice a cârmei.

Fig. 7.13. Cote de montaj pentru motorul hidraulic FRIDENBO

323


MOTOR HIDRAULIC DE CÂRMĂ - FRIDENBO Tip 1

Diametrul axului cârmei D mm 2

Momentul maxim la axul cârmei kNm tf.m 3 4

Tabelul 7.1.

A mm

B mm

C mm

M mm

K mm

5

6

7

8

9

Greuta te kg. 10

Presiune nominală de lucru 50 - 60 bar HS 9

75-100

18

1,8

560

75

-

365

145

230

HS 12

100-125

24

2,4

750

75

-

385

150

430

HS 20

115-145

40

4

750

75

-

475

150

600

HS 30

140-170

60

6

750

75

-

620

160

770

HS 40

170-230

80

8

970

120

-

650

230

1380

HS 60

170-230

120

12

970

120

-

800

230

1650

HS 90

190-250

180

18

970

120

-

840

230

1750

HS 120

240-350

240

24

1280

140

-

850

245

3000

HS 122

240-300

240

24

1050

73

-

930

200

2000

HS 180

260-350

360

36

1280

140

-

880

245

3200

HS 280

330-390

560

56

1280

140

-

1165

245

3800

HS 360

340-450

720

72

1420

150

1085

-

300

6000

324


HS 450

370-480

900

90

1740

195

1075

-

355

8000

HS 700

460-560

1400

140

1740

195

1390

-

355

10000

HS1 120

460-580

2240

224

1740

195

1065

-

370

12000

Presiunea nominală de lucru 75 bar.

HS 3200 HS 4600

530-660

3200

320

2100

240

1048

-

-

16000

610-760

4600

460

2470

290

1190

-

-

18000

HS 6500

690-850

6500

650

2720

310

1208

-

-

25000

325


Maşina de cârmă de tip cu pistoane este tipul de bază al tansmisiilor hidraulice pentru cârme utilizate în flotele comerciale. În figura 7.14 se prezintă principiul de realizare a transmisiei cu pistoane pentru acţionarea cârmei.

Fig. 7.14. Transmisia hidraulică cu pistoane a acţionării cârmei

În acest caz presa este realizată din cilindrii 5 şi pistoanele mobile 6. Pistoanele se mişcă pe aceeaşi direcţie şi sunt sudate de o ramă comună 7. În interiorul ramei este dispusă mufa de legătură 9, susţinută de ramă în două lagăre alunecătoare: superior şi inferior. Echeea cârmei 8, de secţiune circulară, alunecă în interiorul mufei de legătură. În acest mod, la deplasarea spre stânga sau spre dreapta a pistoanelor se asigură gradele de libertate în mişcare a echei 8. Motor electric 4, antrenează pompa 3 şi prin tubulatura 1 fluidul de lucru este transmis sub presiune într-un cilindru şi recuperat fără presiune din celălalt. Presiunile inegale din cei doi cilindri fac ca axul cu cele două pistoane să se deplaseze într-un anumit sens. Mişcarea de deplasare axială a pistoanelor este transformată în mişcare de rotire a axului cârmei 2 prin sistemul mecanic: mufă de legătură - echea cârmei. Inversarea sensului de rotire la axul cârmei se obţine prin inversarea sensului de mişcare a fluidului de lucru debitat de pompă. În funcţie de valoarea momentului maxim la axul cârmei, care trebuie realizat se poate folosi o pereche de prese aşa cum este prezentat în figura 7.14, două perechi de prese şi chiar patru perechi dispuse câte două pe un nivel. Cea mai mare răspândire o are sistemul de două perechi de prese cu care se pot realiza momente de valori în limitele 0,6 - 10 tf.m. Cu patru perechi de prese se pot realiza momente de la 16 la 200 tf.m, necesare în cazul supertancurilor petroliere. Ca exemplu, de putere maximă realizată cu transmisii hidraulice, se poate prezenta maşina de cârmă realizată de firma japoneză “Kavasaki” pentru supertancuri având momentul maxim 1050 tf.m cu diametrul pistoanelor 425 mm şi patru pompe.

326


Pompele folosite în transmisiile hidraulice sunt de tipul cu debit variabil sau cu debit constant. Cele mai utilizate sunt pompele cu debit variabil care permit simplificarea schemei hidraulice prin eliminarea unor elemente suplimentare: valvule electromagnetice, sertare distribuitoare ş.a. Pompele cu debit constant se folosesc, de regulă, pentru maşinile de cârmă cu palete. Pompele cu debit variabil pot fi cu pistoane axiale sau radiale. Principiul de funcţionare este acelaşi pentru cele două tipuri de pompe, diferenţa dintre ele fiind numai constructivă. Pompele cu debit variabil funcţionează în regim de rotaţie continuă şi nu sunt reversibile. Mărimea debitului şi direcţiei fluidului de lucru este determinată de poziţia elementului excentric. Sensul în care se deplasează elementul excentric determină direcţia de deplasare a fluidului, iar mărimea deplasării excentricului determină mărimea debitului fluidului de lucru. Pompa de tip cu pistoane radiale se întâlneşte mai frecvent în aplicaţiile practice. În figura 7.15 se prezintă principiul de construcţie şi funcţionare a pompei de tip cu piston radial.

Fig. 7.15. Principiul de construcţie şi funcţionare a pompei de tip cu pistoane radiale.

Motor electric învârteşte rotorul pompei, 2, care alunecă pe axul fix 1. Axul fix 1 are două canale longitudinale care se termină cu orificiile 7 şi 8 şi cavităţi transversale interioare corpului închis în care se roteşte rotorul. Canalele longitudinale de pe axul fix comunică cu canalele radiale 3 ale rotorului. În canalele radiale se deplasează tijele 4 care îndeplinesc rolul de pistoane radiale ale pompei. La exterior, capetele tijelor rotunjite alunecă în interiorul inelului 5. Acest inel poate fi deplasat pe orizontală prin intermediul prelungitorului 6 şi poate ocupa o poziţie concentrică cu rotorul sau excentrică faţă de acesta spre dreapta sau spre stânga după sensul de mişcare al prelungitorului 6. Dacă inelul este concentric cu rotorul pompei pistoanele radiale nu se deplasează la rotirea acestuia şi debitul pompei este nul. Prin poziţia excentrică a inelului se realizează deplasări radiale a pistoanelor. La rotirea rotorului în sens orar, din canalul 8 se face admisia fluidului şi în canalul 7 se presează fluidul realizânduse un anumit debit. Sensul de circulaţie al fluidului se schimbă funcţie de direcţia în care se deplasează inelul; spre stânga sau spre dreapta, iar debitul pompei este variabil în funcţie de mărimea excentricităţii. Comanda pentru sensul de pompare şi mărimea debitului se face cu un manipulator care acţionează prelungitorul 6. Pentru mărirea debitului, rotorul pompei se realizează din două discuri de lucru paralele. Pentru un disc, numărul pistoanelor este de regulă 5÷11.

327


Pompa de tip cu pistoane axiale se deosebeşte de tipul anterior prin dispunerea pistoanelor faţă de axul de rotire. În figura 7.16 se prezintă o secţiune prin această pompă. Motor electric este cuplat cu mufa 7 în formă de cupă. Pe flanşa frontală a mufei sunt locaşuri sferice pentru capetele pistoanelor 6. Excentricitatea la acest tip de pompă este creată pe seama unghiului de înclinare a mufei 7 faţă de axa longitudinală a pompei. De asemenea şi acest tip de pompă este întâlnit frecvent în transmisiile hidraulice. În transmisiile hidraulice, în calitate de fluid de lucru se utilizează uleiurile minerale (ulei de turbine, ulei de transformator). După sistemul de comandă, transmisiile hidraulice se clasifică în funcţie de elementul de execuţie care acţionează manipulatorul pompei şi în funcţie de forma legăturii cu postul de comandă de la distanţă. Pentru comanda manipulatorului se folosesc teletransmisii electrice sau de tip hidraulic. Sistemul de comandă de la distanţă a manipulatorului pompei se realizează în multe forme, de către diferite firme constructoare.

Fig. 7.16. Pompa de tip cu pistoane axiale. 1-axul de rotaţie; 2-placă disc de sprijin; 3-corpul turnat al pompei; 4-rotorul pompei; 5-piston alunecător; 6-capul pistonului; 7-mufă în formă de cupă; 8-manipulator.

Caracteristicile de bază ale transmisiilor hidraulice constau în: a) posibilitatea de a realiza cele mai mari momente la axul cârmei; b) raportul de transmisie între motorul electric de execuţie care acţionează pompa şi axul cârmei este variabil şi se schimbă în limite largi. Acest raport depinde de mărimea reglată a debitului pompei şi modificarea braţului de lucru al echei în funcţie de unghiul de rotire al cârmei; c) reglare în limite largi care pot ajunge la raportul 1:1000; d) lipsa autofrânării şi posibilitatea revenirii cârmei, de la sine, în planul diametral la ieşirea din funcţiune a transmisiei hidraulice. Pentru menţinerea cârmei înclinată cu anumite unghiuri este importantă acţiunea sistemului de urmărire; e) posibilitatea folosirii motoarelor asincrone cu rotor în scurtcircuit având în vedere funcţionarea continuă cu turaţie constantă a pompelor în transmisiile hidraulice; f) funcţionare lină şi zgomot redus; g) siguranţă în funcţionare;

328


h) necesită un timp îndelungat de pregătire în vederea funcţionării dat de necesitatea umplerii cu fluidul de lucru, aerisire şi reglaje; i) lucrări de reparaţie şi întreţinere complicate, presarea conductelor şi ermetizarea etanşărilor; j) preţ de cost ridicat pentru puteri mici comparativ cu transmisiile mecanice; k) pierderi de energie prin funcţionarea neîntreruptă a pompelor incluzând şi perioadele în care cârma se află în repaus. Din analiza comparativă a celor două sisteme de transmisii: mecanică şi hidraulică, rezultă că transmisia hidraulică prezintă caracteristici mai bune. Transmisia mecanică se foloseşte pentru valori mici ale momentului la axul cârmei şi deci puteri mici ale instalaţiei de guvernare, situaţie în care acest tip de transmisie este mai simplă şi mai puţin costisitoare decât transmisia hidraulică. Transmisia hidraulică este singurul mijloc folosit pentru nave cu deplasamente şi viteze mari care necesită realizarea unor momente mari la axul cârmei. În măsura în care firmele constructoare realizează maşini hidraulice de puteri reduse, la preţuri comparative cu transmisiile mecanice, se extinde folosirea lor şi pe nave cu deplasamente mai mici. 7.4. Scheme electrice de acţionare a cârmei 7.4.1. Scheme electrice de comandă a acţionărilor electromecanice 7.4.1.1. Generalităţi privind acţionările electromecanice Pentru deplasarea cârmei, cu transmisie mecanică, din planul diametral în oricare bord, momentul la axul motorului electric în funcţie de momentul la axul cârmei este:

M= în care: Ma i ηm

Ma [N.m] iη m

(7.32)

- momentul la axul cârmei, [N.m ]; - raportul de transmisie; - randamentul transmisiei.

La revenirea cârmei dintr-un bord în planul diametral, momentul la axul motorului electric are o valoare minimă deoarece forţele de presiune care acţionează pe pana cârmei creează un moment în sensul de aducere a cârmei în planul diametral. În acest caz momentul creat de forţa de presiune a apei şi momentul dezvoltat de motorul electric au acelaşi sens şi sunt orientate pentru învingerea frecărilor din maşina cârmei.

M 'a M' = η m [N.m] i unde:

(7.33)

M’ - momentul la axul motorului electric pentru mişcarea de revenire a cârmei;

M 'a

- momentul la axul cârmei pentru întoarcerea spre planul diametral;

ηm

- randamentul transmisiei la mişcarea inversă.

329


Determinarea momentului la axul motorului electric pentru mişcarea de revenire a cârmei în planul diametral cu relaţia (7.33), presupune unele dificultăţi şi de aceea pentru calculele practice, acoperitoare, se consideră valoarea acestui moment constantă şi egală cu valoarea cuplului de mers în gol M0. Valoarea cuplului de mers în gol se aproximează în funcţie de valoarea momentului maxim, astfel: - pentru cârme simple: M0 = (0,1 - 0,2) Mmax

(7.34)

- pentru cârme compensate: M0 = (0,2 - 0,3) Mmax

(7.35)

Diagramele de sarcină ale motorului electric reprezintă dependenţa momentului la axul motorului electric în funcţie de unghiul de rotire al cârmei, M = f (α). Pentru construirea acestor diagrame se consideră cunoscută dependenţa momentului la axul cârmei, Ma, în funcţie de unghiul α, prezentată în figura 7.8 şi se fac următoarele aproximări: se iau în calcul numai momentele pozitive la axul cârmei, momentele negative se substituie cu momentul de mers în gol M0 şi se consideră că funcţia M = f (α) variază linear de la momentul de mers în gol, M0, la momentul maxim Mmax. În figura 7.17 se prezintă diagramele de sarcină simplificată pentru motorul electric de acţionare a cârmei.

Fig. 7.17 Diagramelede sarcină la axul motor electricului. a) pentru cârma simplă la mers înainte; pentru cârma compensată la mers înainte; c) mers înapoi pentru toate tipurile de cârmă.

Condiţiile specifice de funcţionare a motorului electric pentru cârmă sunt determinate de sistemul de comandă şi de tipul mecanismului de transmisie. Pentru menţinerea navei pe drum constant sunt necesare deplasări frecvente ale cârmei cu unghiuri mici. Condiţia impusă de registrul de clasificare privind asigurarea a 350 de deplasări ale cârmei, cu unghiuri mici, într-o oră, solicitată, în cazul transmisiilor mecanice, o frecvenţă mare de conectare a motorului electric şi în aceste condiţii acţionarea electrică trebuie să reziste fără a depăşi limitele normale de încălzire şi fără deformări sau deteriorări mecanice. În timpul manevrelor în port sau al navigaţiei prin locuri înguste, numărul de conectări ale motorului electric se reduce dar, în acelaşi timp, creşte durata ciclurilor de lucru şi valoarea momentelor la axul cârmei pentru realizarea unor unghiuri mari de rotire a cârmei.

330


O altă cerinţă pentru motorul electric de acţionare a cârmei este ca pe durata funcţionării să permită, prin sistemul de acţionare electrică, frânarea completă timp de 1 minut sau reducerea foarte mare a turaţiei. Această situaţie poate avea loc pe timp de furtună ca urmare a izbirii valurilor de pana cârmei sau în condiţii de mare calmă ca urmare a lovirii panei cârmei de sloiuri de gheaţă sau obiecte în semiimersiune. Având în vedere regimul de lucru motorului electric pentru acţionarea cârmei, caracteristicile mecanice de tip moale asigură îndeplinirea cerinţelor necesare. Aceste tipuri de caracteristici asigură amortizarea reacţiei acţionării electrice la şocuri de sarcină aplicate brusc. Motoarele de curent continuu cu excitaţie derivaţie alimentate direct de la reţea, se folosesc, de regulă, cu o rezistenţă permanent conectată în circuitul indusului, pentru înmuierea caracteristicii mecanice şi pentru limitarea momentului de repaus sub curent. Astfel de motoare se utilizează, de regulă, pentru puteri mici, până la 3kw, din cauza pierderilor de energie pe rezistenţa permanent conectată. Acest tip de motor se foloseşte, de asemenea, în sistemul generator-motor ca motor de execuţie. În acest caz înfăşurarea de excitaţie derivaţie este folosită ca înfăşurare de excitaţie independentă. În tabelul 7.2 se prezintă caracteristicile tehnice ale motoarelor electrice de curent continuu cu excitaţie derivaţie din seria DΠM pentru serviciile de funcţionare intermitent şi de scurtă durată. Motoarele electrice de curent alternativ folosite pentru acţionarea cârmei sunt de tipul asincron cu rotorul în scurtcircuit şi asincron cu rotorul bobinat. Motoare asincrone cu rotor în scurtcircuit, de construcţie normală, au caracteristica mecanică rigidă. Pentru înmuierea caracteristicii mecanice şi pentru uşurarea pornirii se construiesc motoare asincrone în scurcircuit speciale: cu dublă colivie, cu bare înalte şi cu rezistenţa rotorului mărită. Astfel de motoare au alunecarea mărită în raport cu construcţiile normale şi ca urmare caracteristica mai puţin rigidă. Motoarele asincrone în scurtcircuit cu mai multe trepte de turaţie folosite în acţionarea cârmei sunt în mod obişnuit cu două trepte de turaţie în raportul 2:1 sau 3:1. În tabelul 7.3 se prezintă caracteristicile tehnice ale motroarelor electrice din seria MAΠ cu două trepte de turaţie. Valorile mari ale curenţilor de pornire, pierderile interne însemnate de energie şi încălzirea, şocurile mecanice în acţionare, sunt factori care limitează folosirea acestor tipuri de motoare în acţionări ale cârmei. Motorul asincron cu rotor bobinat se poate folosi pentru acţionarea cârmei, dar utilizarea sa pentru acest scop este mai rar întâlnită.

7.4.1.2. Scheme electrice de comandă a acţionării cârmelor cu funcţionare simplă prin contactoare şi relee Astfel de sisteme de acţionare electrică sunt sisteme deschise şi prezenţa timonierului este obligatorie. Schemele de comandă cu funcţionare simplă asigură pornirea, reglarea vitezei, frânarea , inversarea sensului de rotaţie, limitarea momentului de repaus sub curent şi protecţia motoarelor electrice de acţionare.

331


Tabelul 7.2. Caracteristicile tehnice ale motoarelor electrice de curent continuu în seria DΠM cu excitaţie paralel, în diferite regimuri de lucru Tipul electro motoru-lui

Regim DA = 25%

Regim 60 minute

Turaţia [rot/min] Putere [kw]

Curentul [A]

DΠM-11

2,8

DΠM-12

3,8

DΠM-21

Regim 30 minute


Curentul [A]

Regim DA = 40%


Curentul [A]

Cu stabilizare

Fără stabilizare

16

1750

1800

2,5

14,5

1740

1790

3

21

1480

1550

3,4

19,5

1450

1520

4,3

5,5

31

1420

1460

5,5

31

1400

1440

DΠM-22

8

44

1490

1550

8

44

1450

DΠM-31

12

64

1350

1410

11,5

62

DΠM-32

16

84

1180

1230

18

DΠM-41

22

114

1100

1160

DΠM-42

29

150

1020

DΠM-52

38

193

DΠM-62

60

DΠM-11


Curentul [A]

Cu stabilizare

Fără stabilizare

18

1650

1710

2,2

12,5

1800

1850

25

1360

1420

3

16,5

1540

1590

6,5

37,5

1330

1380

4,4

24,5

1460

1500

1510

10

55

1390

1450

6,5

35

1510

1570

1325

1375

14,5

78

1260

1310

9,5

51

1360

1420

95

1140

1190

22

120

1080

1150

13

66

1190

1240

25

130

1050

1100

30

160

1020

1080

17,5

91

1120

1160

1040

35

182

960

980

44

230

930

960

23

118

1020

1040

980

1020

49

250

930

970

60

310

900

940

30

153

980

1020

300

-

950

75

380

-

900

95

485

-

900

40

205

-

950

2

12

1160

1200

1,8

11

1160

1190

2,2

14

1080

1100

1,6

9,8

1210

1240

DΠM-12

3

17,5

1150

1200

2,6

15,5

1140

1180

3,2

19,5

1060

1100

2,4

13,5

1200

1230

DΠM-21

4,5

26

1020

1050

4,5

26

1000

1030

5,2

31

950

980

3,6

20,5

1060

1080

DΠM-22

6

33

1090

1130

6

33

1070

1100

7,5

43

1000

1030

4,8

26,5

1120

1150

DΠM-31

8,5

47

860

900

7,8

43

850

870

10

57

800

830

6,8

37

880

910

DΠM-32

12

65

760

790

11

60

740

770

14,2

79

700

730

9,5

51

770

800

DΠM-41

16

85

690

710

17

92

660

680

20

110

640

660

13

69

700

720

DΠM-42

21

110

640

660

24

130

605

625

29

160

600

610

17

89

660

670

DΠM-52

32

164

730

760

35

180

700

725

43

224

675

700

25

128

730

760

Cu stabiliFără zare stabilizare

332


Cu stabiliFără zare stabilizare

Tabelul 7.3 Caracteristicile tehnice ale motorului asincron cu două trepte de viteză din seria MAΠ pentru regimul de lucru intermitent de scurtă durată Curentul de pornire [A]

Momentul de volant [kg • m2]

[kgf.• m

220 V

380 V

Fără frână

Cu frână

2,6

2,6

29,5

17

0,07

0,11

0,68

2,4

2,4

14

8,1

0,80

3,9

3,5

41,5

24

0,12

0,16

0,56

3,6

3,6

13,7

7,9

9

0,80

6,4

5,8

73

42

0,19

0,24

17,3

10

0,48

6,9

6,9

27,7

16

1420

23,4

13,5

0,82

14,5

13

165

95

0,5

0,7

15

385

31,8

18,4

0,60

17,5

17

59,5

34,5 0,8

1,0

0,8

1,0

0,3

2,9

Tipul

Nr.

Puterea

Regim de lucru

Turaţia

motor electricului

de poli

[kw]

DA%

[rot/min]

220 V

380 V

MAΠ 121-4/8

4

1,3

40

1385

6,8

3,9

8

0,8

15

635

6,6

3,8

4

2,2

40

1365

9,7

5,6

12

0,7

15

365

9,4

5,4

4

3,6

40

1390

15,6

12

1,3

15

420

4

6

40

12

3,5

MAΠ 122-4/12

MAΠ 221-4/12

MAΠ 421-4/12

MAΠ 422-4/12

MAΠ 422-6/12

MAΠ 521-4/16

Curentul de linie [A]

cos ϕ

0,73

Momentul maxim

Momentul de pornire

[kgf.• m]

4

10

40

1410

36,8

21,3

0,86

24

21,5

247

143

12

3,5

15

445

28,9

16,7

0,54

22

22

69

40

6

10

25

930

49,5

28,5

0,69

34

31,5

230

133

12

3,5

15

445

28,9

16,7

0,54

22

22

40

40

4

13

40

1375

42,5

24,5

0,94

25

23

130

130

16

3,5

15

285

26,8

15,5

0,6

25

25

30

30

333


Pentru puteri mici, aproximativ până la 10kw, sistemele de comandă cu contactoare şi relee prezintă avantajul simplităţii şi al preţului de cost redus deoarece pentru astfel de puteri cantitatea de aparataj electric necesară este redusă, ceea ce le conferă o funcţionare sigură şi pierderi relativ mici de energie. La puteri mari, care depăşesc 10kw, se măreşte considerabil cantitatea de aparataj electric şi ca urmare se măreşte nesiguranţa în funcţionare, pierderile de energie pe rezistenţele de pornire şi reglare sunt mari, preţul de cost creşte de asemenea şi de aceea în astfel de cazuri schemele de comandă cu contactoare şi relee nu se recomandă. Pentru astfel de puteri se foloseşte, de regulă, sistemul generator-motor, generatorul de c.c. fiind antrenat de un motor assincron. În funcţie de felul curentului de la bordul navei, continuu sau alternativ, şi de puterea necesară, motorul electric de execuţie poate fi: de curent continuu cu excitaţie derivaţie sau mixtă, de curent alternativ de tip asincron în scurtcircuit cu o turaţie pentru puteri mici şi cu două turaţii pentru puteri mai mari. Deoarece majoritatea navelor au sistemul electroenergeic în curent alternativ, cu precădere se folsesc pentru acţionarea cârmei motoare asincrone. Scheme electrice de comandă cu motoare de curent alternativ. În aceste scheme pentru acţionarea electrică a cârmei se foloseşte de regulă, motorul asincron în scurtcircuit cu alunecare mărită (dublă colivie sau bare înalte) cu una sau două viteze. Motorul asincron cu rotor bobinat este mai rar întâlnit. Motorul asincron în scurtcircuit cu alunecare mărită având una sau două viteze se întrebuinţează pentru puteri până la 8-10 kw. Alimentarea circuitelor de comandă ale acestor scheme se face fie în curent alternativ, fie în curent continuu de la un redresor. Avantajul alimentării circuitului de comandă în curent continuu constă în faptul că releele de timp sunt mult mai simple constructiv şi robuste. Schemă de comandă cu motor asincron cu o singură viteză. În figura 7.18 este prezentată schema electrică de comandă cu motor asincron având o singură viteză. Elementele componente ale schemei din figura 7.18 sunt: m1 - motor asincron în scurtcircuit cu alunecare mărită; C1, C2 - contactoare de cuplare a motorului electricpentru rotirea cârmei spre tribord sau spre babord; C3 - contactor de accelerare; C4 - contactor de frânare; d1, d2 - relee de timp de c.c.; et1, et2 - relee termice pentru protecţie motorului electric; REM1, REM2 - bobine pentru revenirea electromagnetică a contactelor releelor termice; b1, b2 - butoane de comandă; b3 - buton pentru comanda revenirii contactelor releelor termice; h1, h2, h3 - lămpi de semnalizare a poziţiei cârmei;

334


b4 m2 n R

- contactele limitatorului de cursă; - transformator; - punte redresoare; - rezistenţe de pornire.

Se aplică tensiunea reţelei de alimentare prin închiderea întrerupătorului a. Se aprinde lampa h2, lumină albă, indicând poziţia cârmei în planul diametral, celelalte elemente ale schemei rămân în poziţia reprezentată în schemă. Pentru rotirea cârmei spre tribord se apasă pe butonul b1. Prin apăsarea pe acest buton se închide circuitul de alimentare a contactorului C1 şi acesta prin contactele sale principale cuplează înfăşurarea statorică la reţea. Motorul porneşte având conectate rezistenţele R de limitare a curenţilor de pornire în serie cu înfăşurările statorului. În acelaşi timp se deschide contactul C1 (3-5) şi se închid contactele C1 (2-4) şi C1 (6-8). Închizându-se contactul C1 (2-4) se stabileşte circuitul de alimentare al releului d1 şi acesta după un anumit timp îşi va închide contactul d1 (2-4). Temporizarea la închidere a acestui contact se alege astfel încât regimul tranzitoriu de scădere a curentului de pornire până la valoarea normală să se termine. La închiderea contactului C1 (6-8) este alimentat releul d2 şi contactul acestuia, d2 (2-4), se închide. Bobina contactorului de frânare C4 rămâne în continuare nealimentată, deoarece în circuitul său este deschis contactul C1 (3-5). După un timp, se închide contactul d1 (2-4) şi este alimentat C3 care scurtcircuitează rezistenţele R conectând înfăşurarea motorului la întreaga tensiune a reţelei. Motorul funcţionează pe caracteristica lui naturală şi roteşte cârma spre tribord. Mişcarea durează atâta timp cât se ţine apăsat butonul b1. Pentru oprire se eliberează butonul b1 care revine în poziţia normală. Prin acesta se întrerupe circuitul contactorului C1 şi motorul este deconectat de la reţea. Se închide contactul C1 (3-5) şi se deschide contactul C1 (6-8) prin care se întrerupe alimentarea releului d2. Pentru un anumit timp, dat de temporizarea la deschidere a contactului d2 (2-4), se stabileşte circuitul de alimentare a contactorului de frânare, C4, ale cărui contacte principale se închid şi cuplează alimentarea în curent continuu a două faze ale înfăşurării statorice. Motorul deconectat de la reţea trece în regim de frânare dinamică. În rotorul care se învârteşte sub acţiunea forţelor de inerţie în câmpul magnetic constant dat de curentul continuu ce trece prin cele două faze ale înfăşurării statorului se induc curenţi care vor da naştere unui cuplu de frânare. Timpul de frânare se fixează prin reglarea temporizării la deschidere a contactului d2 (2-4). Frânarea mecanică a motorului electricnu se întrebuinţează în schemele de acţionare a cârmei, deoarece nu poate avea o funcţionare sigură datorită numărului mare de conectări şi deconectări pe oră la care este supus motor electricul cârmei în timpul exploatării instalaţiei de guvernare. Dacă în timpul rotirii cârmei este depăşit unghiul maxim admis, se deschide contactul limitatorului de cursă, b4 (1-2), care întrerupe circuitul contactorului C1. Motor electricul este deconectat de la reţea şi trecut în regim de frânare dinamică cu toate că apăsarea pe butonul b1 continuă. Pentru rotirea cârmei în celălalt bord se apasă pe butonul b2 şi se închide circuitul bobinei contactorului C2. Contactele principale ale acestuia conectează înfăşurarea

335


statorului la reţea, cu două faze inversate faţă de cazul anterior. Prin aceasta sensul de rotaţie a motorului asincron se schimbă şi cârma este deplasată spre bordul babord. În continuare funcţionarea este aceeaşi ca în cazul rotirii cârmei spre tribord. Limitarea unghiului maxim de rotire a cârmei şi în acest caz este realizată de contactele b4 (1-2) şi b4 (3-4) ale limitatorului de cursă. Limitarea momentului de repaus sub curent în cazul motoarelor asincrone în scurtcircuit se realizează prin măsuri constructive, alegând motoare cu alunecare mărită. Protecţia la suprasarcină este asigurată de releele termice, et, a căror acţionare este temporizată pentru a evita funcţionarea lor la curenţii de pornire sau suprasarcini de scurtă durată. La apariţia unei suprasarcini care se menţine, acţionează unul sau ambele relee şi prin deschiderea contactelor et1 (3-5), et2 (3-5) motor electricul este scos din funcţiune. După acţionare, contactele rămân blocate în poziţia deschisă şi pentru readucerea lor în poziţia normală (închisă) se apasă pe butonul b3, sunt alimentate bobinele de revenire electromagnetică, REM şi acestea înlătură blocajul mecanic şi aduc contactele în poziţia iniţială, normal închisă. În acelaşi timp, la apăsarea butonului b3 prin închiderea contactului b3 (3-4) se anulează acţiunea protecţiei de suprasarcină. În acest fel, în anumite situaţii şi pe o durată de timp limitată, se poate menţine funcţionarea motorului electric în suprasarcină. Schemă de comandă cu motor asincron cu două trepte de viteză. Comanda cu contactoare şi relee în curent alternativ a acţionării cârmei cu motor asincron în scurtcircuit având două trepte de viteză este prezentată în figura 7.19. Statorul motorului asincron are două înfăşurări separate, construite cu număr diferit de poli. Elementele componente ale schemei electrice de acţionare sunt: m1 - motor asincron în scurtcircuit cu două trepte de viteză; C1, C2 - contactoare de cuplare a motorului electricpentru rotirea cârmei spre tribord sau spre babord; C3, C4 - contactoare pentru schimbarea treptelor de viteză; C5 - contactor de frânare; d - releu de timp; et1 ÷ et4 - relee termice pentru protecţie la suprasarcină; REM1÷REM4 - bobine pentru revenirea electromagnetică a contactelor releelor termice; b(1-1’)÷b(6-6’)- contactele controlerului de comandă; b1 - contactele limitatorului de cursă; h1, h2, h3 - lămpi de semnalizare a poziţiei cârmei; m2 - transformator; n - punte redresoare.

336


Fig. 7.18 Schema electrică de comandă cu contactoare şi relee a acţionării cârmei cu motor asincron în scurtcircuit având o singură viteză.

337


După aplicarea tensiunii de alimentare de la reţeaua bordului, prin închiderea întrerupătorului a, situaţia elementelor schemei nu se schimbă faţă de cea prezentată în figura 7.19. Dacă cârma se află în planul diametral este închis contactul limitatorului de cursă b1 (7-8) şi se aprinde lampa h2 de culoarea albă. Pornirea, inversarea sensului de rotaţie şi oprirea motorului electricse fac cu ajutorul controlerului de comandă. Poziţia 0 corespunde stării de repaus, poziţia 1 funcţionării cu viteză mică, iar poziţia 2 - funcţionării cu viteză mare. Pentru deplasarea cârmei în bordul tribord se pune maneta controlerului pe poziţia 1 şi se închid contactele b (1-1’), b (3-3’), b (6-6’) şi se deschide contactul b (5-5’). Sunt alimentate contactoarele C1 şi C3 care cuplează motor electricul la reţea pentru funcţionare cu viteză minimă, în sensul rotirii cîrmei spre tribord. Se deschid contactele C1 (3-5) şi C3 (3-5) care blochează funcţionarea contactoarelor C2 şi C4. Se închide contactul C1 (2-4) şi se deschide contactul C1 (7-9). Prin contactele b (6-6’) şi C1 (2-4) este alimentat releul de timp d care închide contactul d (2-4). Contactorul C5 rămâne în continuare nealimentat întrucât în circuitul său sunt deschise contactele b (5-5’) şi C1 (79). La trecerea controlerului pe poziţia 2 se deschide deschide contactul b (3-3’) şi se închide contactul b (4-4’), este întrerupt circuitul bobinei contactorului C3 şi se închide circuitul bobinei contactorului C4. În circuitul principal al motorului se deschid contactele C3 şi se închid contactele C4 prin care se conectează înfăşurarea corespunzătoare vitezei mari. Pentru oprire se aduce maneta controlerului în poziţia zero. Se închide contactul b (5-5’), se întrerupe circuitul de alimentare a releului de timp d, însă contactul acestuia d (2-4) fiind cu temporizare la deschidere nu se deschide imediat şi pentru o anumită durată se stabileşte circuitul de alimentare a contactorului de frânare C5, care conectează alimentarea a două faze ale înfăşurării statorului de la redresorul n. În această situaţie, motor electricul deconectat de la reţea trece în regim de frânare dinamică. Timpul de frânare dinamică este determinat de temporizarea la deschidere a contactului d (2-4). Contactele C1 (3-5) şi C2 (3-5) nu permit funcţionarea simultană a contactoarelor C1 şi C2 constituind un blocaj electric între acestea. Acelaşi blocaj electric se aplică şi pentru contactoarele C3, C4 care nu trebuie să funcţioneze simultan. Protecţia la suprasarcină este realizată de releele termice et. Releele termice de suprasarcină se montează pe fiecare fază a înfăşurării statorice sau numai pe două faze, aşa cum este cazul din figura 15.26. Avându-se în vedere că suprasarcina apare totdeauna cel puţin între două faze, motor electricul este protejat suficient dacă se montează relee termice numai pe două faze ale înfăşurării sale. Protecţia este mai sigură dacă se pun relee termice pe fiecare fază, deoarece în acest caz curentul de suprasarcină se închide cel puţin prin două relee termice şi probabilitatea de funcţionare a acestora este mai mare.

338


După ce au acţionat, contactele releelor termice rămân blocate în poziţia deschis. Pentru revenirea lor în poziţia normal închisă se apasă pe butonul b2, sunt alimentate bobinele REM1 ÷ REM4, care readuc contactele et în poziţia iniţială. Şi în acest caz la apăsarea butonului b2 se anulează, pe durata apăsării, protecţia la suprasarcină şi motor electricul poate funcţiona în aceste condiţii o anumită durată de timp. Schemele de comandă prin contactoare şi relee a acţionării cârmei se folosesc de regulă pentru nave mici costiere, portuare, sau fluviale, care necesită puteri mici ale motorului electric de acţionare şi reprezintă o soluţie simplă şi sigură în funcţionare pentru astfel de nave. 7.4.1.3. Scheme electrice de comandă a cârmelor cu funcţionare sincronizată prin sistemul generator-motor La funcţionarea sincronizată a cârmei unghiului de rotire al timonei determină rotirea cârmei cu un unghi egal sau proporţional cu al timonei. Prin rotirea timonei cu unghiul necesar într-unul din borduri, se pune în funcţiune sistemul de acţionare şi cârma începe să se rotească. Când cârma este rotiră cu acelaşi unghi ca şi timona, sistemul de acţionare se opreşte automat. Schemele de comandă a acţionării electrice a cârmelor cu funcţionare sincronizată au căpătat o largă răspândire. Printre sistemele de urmărire folosite în astfel de scheme se întrebuinţează frecvent sistemul de urmărire potenţiometric şi sistemul de urmărire cu contacte (un astfel de sistem se află la Bricul Mircea). Sistemul de urmărire potenţiometric este prezentat, în principiu, în figura 7.20. Înfăşurarea de excitaţie a excitatricei Ex este conectată în diagonala unei punţi potenţiometrice, între punctele A şi B. Contactul alunecător B este cuplat mecanic cu axul cârmei, iar contactul alunecător A este cuplat mecanic cu timona postului de comandă. Atunci când cârma se găseşte în planul diametral al navei şi timona pe poziţia zero, contactele alunecătoare A şi B se situează astfel încât braţele punţii potenţiometrice sunt egale şi tensiunea între punctele A şi B este nulă. Ca urmare, curentul în înfăşurarea EI Ex este zero, tensiunea generatorului G este nulă şi motorul cârmei, MC, se află în repaus. Prin rotirea timonei cu un unghi oarecare faţă de poziţia zero, se deplasează contactul alunecător A proporţional cu unghiul de rotire al timonei şi puntea potenţiometrică se dezechilibrează. Între punctele A şi B apare o tensiune a cărei valoare depinde de unghiul cu care s-a rotit timona. Înfăşurarea EI Ex este parcursă de curent şi la bornele excitatricei apare o tensiune ce se aplică înfăşurării EIG. Generatorul fiind excitat produce energie electrică cu care se alimentează motorul cârmei MC şi acesta la rândul său va roti cârma. Mişcarea cârmei este transmisă contactului alunecător B, care se deplasează astfel încât să fie restabilit echilibrul punţii. Rotirea motorului electric, MC, încetează atunci când pana cârmei este rotiră cu acelaşi unghi ca şi timona şi echilibrul punţii a fost restabilit.

339


În forma prezentată, schema din figura 7.20 nu permite folosirea integrală a puterii maşinilor electrice.

340


Fig. 7.19. Schema electrică de comandă cu contactoare şi relee a acţionării cârmei cu motor asincron în scurtcircuit având două trepte de viteză.

341


Fig. 7.20. Schema de principiu a sistemului de urmărire potenţiometric

Pentru deplasări mari ale timonei tensiunea care se aplică motorului cârmei are valori mari şi el funcţionează cu parametrii apropiaţi de cei nominali. Pe măsură ce se reduce diferenţa între unghiul timonei şi cel al cârmei se micşorează tensiunea aplicată motorului cârmei şi în consecinţă se reduce turaţia şi puterea sa. O soluţie de rezolvare a fost oferită de firma germană AEG care a realizat sistemul de urmărire cu contacte reostatice, prezentat în [1]. 7.4.2.

Motoare electrice folosite pentru cârme cu transmisie hidraulică

Caracteristicile mecanice necesare sunt determinate de particularităţile transmisiei hidraulice. Pentru acest tip de transmisie sunt necesare electromotoare cu caracteristica rigidă care asigură menţinerea constantă a turaţiei pompei la modificări ale sarcinii. În aceste condiţii, pentru nave electrificate în curent continuu se folosesc motoare de curent continuu, cu excitaţie în paralel. Pentru nave electrificate în curent alternativ, care constituie majoritatea navelor, se foloseşte motorul asincron în scurtcircuit cu alunecare normală. În cazul transmisiilor hidraulice motorul electric este folosit pentru funcţionare în regim de lungă durată cu turaţie constantă şi cu sarcina variabilă în funcţie de debitul pe care îl realizează pompa. Limitarea momentului de repaus al acţionării, în cazul stopării cârmei sau şocurilor date de valuri, se realizează în acest caz prin sistemul transmisiei hidraulice. La valori ale presiunii fluidului de lucru care depăşesc de 1,5 ori valoarea nominală, acţionează un sistem de valvule care limitează creşterea presiunii. Regimul de lucru de lungă durată cu turaţia constantă este asigurat de motoare sincrone. Utilizarea acestora permite pe de o parte asigurarea regimului de lucru al pompei cu turaţie constantă, iar pe de altă parte, contribuie la îmbunătăţirea factorului de putere al reţele navei. O schemă de comandă a acţionării electrice a pompelor este prezentată în figura 7.21. Staţia magnetică de comandă a pompelor dispusă în compartimentul cârmei, primeşte alimentarea de la tabloul principal de distribuţie (T.P.D.) prin două circuite dispuse pe cele două borduri ale navei. Dacă, din cauza unor defecţiuni, un cablu de alimentare este scos din

342


funcţiune, automat se conectează cel de al doilea, de rezervă. Această operaţiune este efectuată automat prin contactoarele C1 şi C2 prevăzute cu blocare electrică prin contactele C1 (3-5) şi C2 (3-5). În situaţia normală, la aplicarea tensiunii de la TPD acţionează unul din contactoarele C1 sau C2, care are durata mai mică de anclanşare şi prin contactul său normal închis interzice cuplarea celui de-al doilea. Alimentarea de la TPD se dă pentru ambele motoare electrice ale pompelor cu debit variabil, comanda şi controlul funcţionării putându-se face local, din compartimentul cârmei, şi de la distanţă, de pe puntea de comandă unde se află instalat pilotul automat. Pentru pornirea locală a motorului electric de acţionare a pompei se pune comutatorul a3 (a4) pe poziţia L; este alimentată bobina contactorului C3 (C4) şi motorul electric m1 (m2) porneşte prin conectare directă la reţea. În cazul pornirii de la distanţă, comutatorul a3 (a4) se pune pe poziţia D şi comanda pornirii se realizează prin apăsarea butonului cu reţinere b1 (b2) de pe panoul postului de comandă de la distanţă. Se aprinde lampa de semnalizare h1 (h2) care indică funcţionarea motorului m1 (m2). Este alimentat releul d1 (d2) care prin deschiderea contactului d1 (3-5) [d2 (3-5)] întrerupe alimentarea releului de timp d3 (d4). De asemenea este alimentat releul d5 (d6) care închide contactul d5 (2-4) [d6 (2-4)]. Soneria h5 nu funcţionează întrucât este deschis contactul d1 (7-9) [d2 (7-9)]. Protecţia la suprasarcină a motorului electric acţionează prin semnalizarea optică şi acustică fără deconectarea motorului electric de la reţea. În cazul apariţiei suprasarcinii care se menţine o anumită durată de timp, acţionează releele termice et1, et3 (et2, et4). Prin deschiderea unuia din contactele acestor relee este întreruptă alimentarea releului d1 (d2), se închid contactele d1 (3-5), d1 (7-9), [d2 (3-5), d2 (7-9)] prin care se alimentează releul de timp d3 (d4) şi soneria h5. Releul de timp deschide instantaneu contactele d3 (3-5), d3 (7-9), [d4 (3-5), d4 (7-9)] şi întrerupe alimentarea lămpii h1 (h2) şi alimentarea bobinei proprii a releului d3 (d4). Contactele releului fiind cu temporizare la revenire, se vor închide după un timp realizând din nou alimentarea lămpii h1 (h2) şi alimentarea bobinei proprii, după care instantaneu se deschid contactele şi ciclul se repetă astfel încât lampa h1 (h2) funcţionează prin pâlpâire. Semnalul sonor poate fi întrerupt prin apăsarea butonului b3. Se alimentează releul d7 care prin deschiderea contactului d7 (3-5) întrerupe soneria h5 şi prin contactul d7 (2-4) realizează automenţinerea alimentării releului d7. Lampa de semnalizare h1 (h2) continuă să pâlpâie cât timp se menţine suprasarcina motorului electric. În acest fel apariţia suprasarcinii nu conduce la scoaterea din funcţiune a instalaţiei de guvernare. Dacă suprasarcina se menţine, operatorul trebuie să ia măsuri de pornire a pompei de rezervă, întreruperea funcţionării şi efectuarea verificărilor necesare, deoarece

343


depăşirea unei anumite durate de funcţionare în suprasarcină duce inevitabil la supraîncălzirea şi distrugerea motorului electric. Întrucât schemele electrice ale celor două pompe sunt identice, pentru pornirea motorului electric m2 se vor lua în considerare simbolurile din paranteze. Protecţia la scurtcircuit, în circuitele principale se realizează cu întrerupătoarele automate a1 (a2) montate în staţia magnetică, iar în circuitele secundare cu siguranţe fuzibile.Prezenţa tensiunii de alimentare este semnalizată de lampa h3 montată la postul local, în compartimentul cârmei, şi de lampa h4 montată în postul de comandă la distanţă. 7.5. Alegerea şi verificarea motorului electric de acţionare 7.5.1. Calculul acţionării electromecanice a cârmei 7.5.1.1. Generalităţi Calculul acţionării electrice conduce la alegerea motorului electric capabil să satisfacă în condiţii optime regimul de funcţionare al mecanismului cîrmei. Puterea motorului electric se determină în funcţie de: valoarea maximă a momentului rezistent la axul cârmei, timpul de deplasare a cârmei şi regimul de lucru al instalaţiei de guvernare dependent de regimul de manevră al navei. În ceea ce priveşte regimul de manevră al navei, acesta poate fi: 1. regimul de manevră al navei pe drum variabil care se caracterizează prin deplasări frecvente ale cârmei dintr-un bord în altul. 2. regimul de menţinere a navei pe drum constant, caracterizat prin frecvenţa mare a deplasărilor cârmei cu unghiuri mici (de obicei 4° la 6°). Numărul de deplasări ale cârmei în acest regim depinde de: starea mării, stabilitatea navei pe drum, experienţa timonierului. Registrul de clasificare RNR impune ca acţionarea electrică a cârmei să fie capabilă să execute minim 350 de conectări pe oră. Calculul complet se compune din două etape: - prima etapă constă în alegerea preliminară a motorului electric. Se consideră funcţionarea instalaţiei cârmei în regimul de manevră cu viteză constantă şi corespunzător cuplului maxim la axul cârmei şi timpului impus de deplasare a cârmei dintr-un bord în altul, se calculează cuplul nominal şi turaţia nominală a motorului electric; - în a doua etapă se verifică motorul electric ales, la încălzire, pentru cele două regimuri principale: regimul de manevră al navei şi regimul de menţinere a navei pe un drum impus. În etapa a doua, având datele motorului electric ales preliminar, se execută un calcul complet care ia în considerare şi regimurile tranzitorii de accelerare şi frânare. 7.5.1.2. Determinarea puterii nominale de calcul şi alegerea motorului electric, în prima etapă (aproximare) Cuplul de sarcină la axul motorului electric se calculează pe baza determinării în prealabil a caracteristicii momentului de sarcină la axul cârmei şi a aprecierii valorii raportului de transmisie şi a randamentului mecanismului de transmisie.

344


Fig. 7.21. Schema de comandă a acţionării electrice pentru pompele instalaţiei electrohidraulice de cârmă.

345


Calculul hidrodinamic al cîrmei are ca rezultat detrminarea momentului de sarcină la axul cârmei Raportul total de transmisie ale diverselor lanţuri cinematice, din transmisia mecanică, este i = i1, i2, i3 . . . Randamentul total al mecanismului de transmisi este, de asemenea, egal cu produsul randamentelor elementelor legate în serie între eche şi motor. Cuplul nominal de calcul al motorului electric de acţionare se calculează în funcţie de momentul de sarcină maxim la axul cârmei Mamax şi coeficientul de suprasarcină λ a motorului. Valoarea cuplului maxim la axul cârmei se indică în datele iniţiale de proiectare sau se obţine din calculul hidrodinamic al cârmei.. Se are în vedere că la navele de viteză redusă, având cârma simplă, cuplul static rezistent la deplasarea cărmei dintr-un bord în planul diametral la mersul înainte poate fi mai mare decît cuplul maxim de sarcină la axul cârmei la mersul înapoi. Într-un astfel de caz se ia în calcule cuplul maxim la mersul înapoi. Expresia cuplului nominal de calcul este:

M nc =

M a max i⋅λ⋅η

(7.36)

unde: Mamax este cuplul de sarcină maxim la eche pentru mersul înainte al navei, cu viteză maximă; λ- este coeficientul de suprasarcină a motorului; i - raportul de transmisie total al mecanismului de transmisie; η - randamentul total al mecanismului de transmisie. Coeficientul de suprasarcină a motorului electric este cuprins în limitele 1,6…2,0 pentru motoare de c.c. şi 1,2…1,4 pentru motoare de c.a. Având în vedere durata mică de acţiune a cuplului maxim în cadrul ciclului de funcţionare a acţionării cârmei, coeficientul de suprasarcină se alege λ = 1,5. Turaţia nominală de calcul a motorului electric se determină pornind de la timpul impus pentru bandarea ccârmei dintr-un bord în altul, de la tipul de cârmă şi cel al motorului. Determinarea turaţiei nominale de calcul care să asigure timpul impus pentru bandarea cârmei se bazează pe ecuaţia fundamentală a mişcării ansamblului motor electric-transmisie mecanică-mecanism de lucru, în regim staţionar [2]. În literatura de specialitate sunt prezentate modelele matematice generalizate care descriu comportarea motorului electric şi respectiv mecanismul de lucru în regim staţionar. Aceste modele matematice descriu cu o bună aproximaţie caracteristicile mecanice reale ale motoarelor şi caracteristicile cuplului static rezistent ale mecanissmelor de lucru navale. În continuare se face o scurtă prezentare a acestor caracteristici generalizate cu particularizare pentru acţionarea cârmei. Ecuaţia generalizată a caracteristicii mecanice a motorului electric Cu suficientă exactitate, faţă de caracteristica mecanică obţinută după datele din catalog, se poate construi caracteristica mecanică a motorului electric cu ajutorul următoarei expresii analitice exprimată în unităţi relative: ν = (1-bm)x în care:

378


(7.37)

n n0 M m= Mn ν=

- viteza motorului exprimată în unităţi relative; - cuplul motorului în unităţi relative;

b - coeficient ce caracterizează alunecarea relativă a motorului; x - exponentul caracteristicii mecanice a motorului. Turaţia, n0, reprezintă turaţia de sincronism în cazul motoarelor asincrone, sau turaţia de mers în gol ideal pentru motoarele de curent continuu cu excitaţie derivaţie sau turaţie motorului electric de c.c ccu excitaţie serie sau mixtă la un cuplude sarcină M=(0,2…0,3)Mn respectiv în unităţi relative m=0,2…0,3. Alunecarea, care este o turaţie exprimată în unităţi relative, se obişnuieşte să se extinddă şi la motoarele de c.c. De pildă, alunecarea nominală a motorului de curent va fi:

sn =

n0 − nn , n0

(7.38) Viteza relativă exprimată în funcţie de alunecarea motorului este: ν=1-s

(7.39)

Valorile exponentului caracteristicii mecanice, pentru diferite tipuri de motoare electrice, sunt [1]: x = 1 - pentru motoare cu caracteristica mecanică lineară (motoare de curent continuu cu excitaţie independentă, motoare asincrone cu alunecare mică, pe porţiunea lineară a caracteristicii); x = 2 ÷ 3 - pentru motoare electrice cu caracteristică mecanică moale, tip hiperbolă (motoare de curent continuu cu excitaţie serie şi mixtă);

x=

1 - pentru motoare electrice asincrone cu alunecare mărită, cu dublă 2

colivie şi pentru sistemul gsnerator-motor. Coeficientul b se determină din ecuaţia (7.37) cu luarea în considerare a relaţiei (7.38), pentru condiţia de funcţionare la parametrii nominali: m = 1 (M = Mn), s = sn (n = nn), şi rezultă:

b = 1 − (1 − s n ) x 1

(7.40)

Ecuaţia cuplului static rezistent sub formă generalizată, valabilă pentru oricare mecanism executor, este dată de relaţia stabilită empiric, de forma:

(

)

mr = c + qθ y m rθ k

(7.41)

în care:

mr =

Mr Mn

- momentul rezistent în unităţi relative; m rθk - momentul rezistent

pentru unghiul maxim de deplasare, în unităţi relative; c şi q - coeficienţi care depind

379


de condiţiile iniţiale şi finale; y - indicele caracteristicii mecanice a mecanismului de lucru; θ – valoarea relativă a unghiului de rotire. Dacă dependenţa cuplului static rezistent de unghiul α nu conţine maxime sau minime pronunţate, atunci

θ=

α αk

(7.42)

iar în cazul în care caracteristica cuplului static rezistent are un maxim sau un minim pentru α1, atunci

θ=

α − α1 α k − α1

(7.43)

unde: α este valoarea curentă a unghiului de rotire; αk – valoarea finală a unghiului de bandare la sfârşitul cursei (αk = αmax pentru acţionarea cârmei); α1 – valoarea unghiului parcurs la care mr(α) are extremul (la cârmele compensate). Dacă diagrama dse sarcină nu are un extremum clar şi se prezintă ca o curbă monoton variabilă, atunci θ = α / αk. Valoarea relativă iniţială a porţiunii liniare a drumului parcurs este θ = αk / (αk – α1). În acest caz, când α=0, parametrul θ = -α / (αk – α1) = - θ0 , iar cuplul de sarcină mr = m0. În schimb, pentru α = αk, parametrul θ = 1, iar mr = mrθ k. În figura 7.22 se reprezintă caracteristica cuplului static rezistent pentru diferite valori ale exponentului y. În cazul transmisiilor mecanice pentru acţionarea cârmei valorile exponentului sunt: y = 1 pentru cârma simplă şi y = 2 pentru cîrma compensată. Ţinând cont de condiţiile iniţiale şi finale, din (7.41) se deduc valorile coeficienţilor c şi q (s-a considerat y=2):

c=

m0 − θ 20 m rθ k 1− θ

2 0

(7.44)

; q =1− c

380


Fig. 7.22. Curbele mr = f (α) pentru valori diferite ale exponentului y.

M0 = 0,1 ÷ 0,3 ese valoarea relativă a cuplului rezistent care Mn M ak corespunde pierderilor de mers în gol, iar m rθ k = - valoarea relativă a i ⋅ ηMn

unde:

m0 =

cuplului static rezistent la sfârşitul cursei penei cîrmei. Ecuaţia sistemului de acţionare electrică în regim staţionar Pentru regimul staţioar pe care îl analizăm

dn = 0 şi corespunzător m = dt

mr. Înlocuind în ecuaţia (7.37) pe m cu mr dat de relaţia (7.41), se obţine:

ν=

[

(

n = 1 − b c + qθ y n0

)] m x

rθ k

(7.46)

sau

ν= în care:

(

n = A − Bθ y n0

)

x

A = 1 − bcm rθ k ; B = bm rθk (1 − c )

(7.47) (7.48)

Ecuaţia (7.46) reprezintă ecuaţia de mişcare a acţionării în regim staţionar, sub forma generală, valabilă pentru orice tip de motor şi orice tip de mecanism de lucru. Coeficienţii A şi B sunt coeficienţii ecuaţiei de mişcare şi trebuie determinaţi pentru fiecare caz particular în parte. Alegerea motorului electric trebuie să corespundă, pe de o parte, pentru învingerea cuplului rezistent, iar pe de altă parte, să asigure durata necesară pentru procesul dat. Relaţia care exprimă dependenţa dintre unghiul de bandare a cârmei α şi turaţia motorului este de forma:

νn dα 2πn n i = = = 0 ; kα = dt i kα kα 2π

(7.49)

în care i este raportul de transmisie şi turaţia se exprimă în rot/s. Din relaţia (7.49) rezultă că durata deplasării cârmei din poziţia iniţială (din P.D.), α = 0, în poziţia finală α = α k = α max , este: αk

dα tk = kα ⌠  ⌡ n

(7.50)

0

Înlocuind în relaţia (7.50) pe n cu valoarea lui dată de relaţia (7.47), se obţine: (7.51)

381


αk

k ⌠ dα tk = α  n 0 ⌡ A − Bθ y 0

(

)

x

În continuare, se face schimbarea de variabilă α cu θ având în vedere relaţia (7.43), astfel:

θ=

α − α1 α k − α1

pentru α = 0, rezultă θ = −θ 0 ; pentru α = αk, rezultă θ = 1; iar prin diferenţiere se obţine dθ =

dα , de unde dα = dθ (αk - α1). α k − α1

Introducând schimbarea de variabilă în relaţia (7.51) se obţine:

k α (α k − α 1 ) 1 dθ tk = , ∫ y x n0 − θ 0 ( A − Bθ ) şi având în vedere că (1 + θ 0 ) = α k (α k − α 1 ) , relaţia devine: 1

kα α k ⌠ dθ tk =  (1 + θ 0 )n0 ⌡ A − Bθ y −θ 0

(

)

(7.52)

x

sau 1

−x

⌠ B y  kααk 1 − θ  dθ tk = x  (1 + θ 0 )n 0 A ⌡  A 

(7.53)

−θ0

iar sub forma restrânsă,

tk =

kα ⋅ αk x Ωy n0

(7.54)

în care 1

⌠ B y  1 Ω xy = x 1 − θ  A (1 + θ 0 )   ⌡ A

−x

(7.55)

−θ0

În notaţia Ω

x y

prin cei doi indici se evidenţiază că membrul drept din

(7.55) depinde atât de tipul motorului prin x, cât şi de diagrama de sarcină a cârmei prin y. Turaţia nominală a motorului trebuie să asigure condiţia de deplasare a cârmei dintr-un bord în celălalt în timp de 30 secunde, conform prevederilor registrului de clasificare. Timpul total de bandare a penei cârmei dintr-un bord în celălalt, la marşul înainte al navei, este

382


T = t 1 + t 2 + t pt

(7.56)

unde t1 - este timpul de bandare a cârmei din planul diametral în bord; t2 - timpul de bandare al cârmei din bord în planul diametral; tpt - durata proceselor tranzitorii. Pentru calculele practice se poate aproxima tpt = 2s. În baza relaţiei (7.54), exprimând unghiul de cârmă în grade, înlocuind turaţia de mers în gol n0 în funcţie de alunecarea nominală sn şi având în vedere că αk = αmax, se poate scrie:

t1 =

iα max ⋅ (1 − s n ) x iα ⋅ (1 − s n ) x Ω y1 ; t 2 = max Ω y2 360n n 360n n

(7.57)

Înlocuind expresiile obţinute în ecuaţia (7.56), rezultă:

T=

iα max (1 − s n ) x Ω y1 + Ω xy 2 + t pt 360n n

(7.58)

iα max ψ + t pt 360n n

(7.59)

(

)

sau

T= unde

(

ψ = (1 − s n ) Ω xy1 + Ω xy 2

)

(7.60)

Deoarece timpul total de bandare este o mărime cunoscută, impusă de registrul de clasificare, din expresia (7.59) poate fi obţinută turaţia nominală de calcul optimă a oricărui tip de motor electric.

n nc =

iα max ψ 360(T − t pt )

(7.61)

Pentru motoarele cu rezistenţă sau bobină de reactanţă variabilă (de exemplu, amplificator magnetic) introdusă permanent în circuit, turaţia nominală optimă de calcul este: iα max (7.62)

n nc =

360(T − t pt )(1 − s n )

ψ

Deoarece motorul funcţionează în aceste cazuri pe caracteristica mecanică artificială şi la cuplul nominal îşi micşorează turaţia, în formula (7.62) este introdus factorul (1-sn) care ţine seama de prezenţa rezistenţei sau bobinei de reactanţă variabilă. La acţionarea cârmei cu motor asincron, turaţia motorului este determinată de numărul de poli ai înfăşurării, de frecvenţa reţelei şi nu poate fi aleasă ca mai sus. De aceea pentru astfel de motoare, din ecuaţia (7.59) se află raportul de transmisie

i=

360(T − t pt )n 0 α max

(Ω

x y1

+ Ω xy 2

)

−1

383


(7.63)

Practic, în funcţie de tipul cârmei şi motorului, funcţia ψ are valori cuprinse în limitele 1,2 ... 1,5. Valorile Ω xy1 si Ω xy 2 folosite la acţionarea electrică a cârmei, depind de tipul cârmei şi al motorului electric. În urma calculelor efectuate, rezultă: 1. Cârma simplă, necompensată, y = 1. a) Pentru x = 1 (motoare electrice asincrone cu rotor bobinat sau motoare de curent continuu cu excitaţie derivaţie)

Ω111 =

A + B2 A1 1 1 ln 2 ln ; Ω112 = B2 A2 B1 A1 − B1

(7.64)

b) Pentru x = 2 (motoare de curent continuu cu excitaţie serie sau mixtă):

Ω121 =

1 1 ; Ω122 = A 2 (A 2 + B 2 ) A1 (A 1 − B1 )

(7.65)

c) Pentru x= 1/2 (sistemul generator-motor, sau motoarele asincrone cu alunecare mărită) 1 2 11

2 Ω = B1

(

)

A 1 − A 1 − B1 ; Ω

1 2 12

=

2 B2

În relaţiile (7.64), (7.65) şi (7.66)

(

(

A 2 + B2 − A 2

)

)

(7.66)

(

A1 = A 2 = 1 − m 0 b; B1 = b m rθ k − m 0 ; B 2 = b m 0 − m rθ k

)

2. Cârma compensată y = 2 a) pentru x = 1 se obţine:

Ω121

Ω12 2

 1 +  1 = ln  2 A1 B 2 (1 + θ 0 )  1 −    1 = arctg 2 A 2 B 2 (1 + θ 0 ) 

 1 + θ 0   B1  1 − θ0 A 1  B1 A1

        B2   A 2  

     B1  A 1  B1 A1

B2 + arctgθ 0 A2

(7.67)

b) Pentru x = 2 se obţine

( (

Ω222

)( )(

) )

 ξ12 ξ1 ξ1 1 + ξ1 1 + θ0 ξ1   θ0 ξ12 1 + + ln   2 2B12 (1 + θ0 ) 1 − ξ1 1 − ξ1θ20 1 − ξ1 1 − θ0 ξ1     ξ22  θ0ξ22  1 = 2 + + arctg ξ2 + arctgθ0 ξ2 ξ32   2 2B2 (1 + θ0 ) 1 − ξ2 1 − ξ2θ0 

Ω221 =

(

c) Pentru x =

)

(7.68)

1 , se obţine: 2

(7.69)

384


Ω

1 2 21 1

Ω 222

(arcsin

)

 ξ1 + arcsin θ 0 ξ1 ; B1 (1 + θ 0 )   ξ2 + 1 + ξ2 1  = ln  2 B 2 (1 + θ 0 ) 1 − θ0ξ 2 − θ0 ξ 2 

=

1

În expresiile (7.67), (7.68) şi (7.69)

ξ1 =

m 0 − θ 02 m rθk m rθ k − m 0 B1 ;A 1 = 1 − b ;B1 = b 2 A1 1 − θ0 1 − θ 20

m 0 − θ 02 m 'rθ k m 'rθk − m 0 B2 ξ2 = ;A 2 = 1 − b ;B 2 = b A2 1 − θ 02 1 − θ 02 La bandarea cârmei din bord în planul diametral momentul rezistent are valoarea:

m 'rθ k = m rθk ⋅ η ⋅ η ' ' în care η = 2 −

1 exprimă randamentul în cazul cuplurilor negative. η

Alegerea motorului electric din catalog. Puterea nominală de calcul a motorului electric, este (7.70) P = 6,28M nc ⋅ n nc [w ] unde:

Mnc - cuplul nominal de calcul în Nm determinat cu relaţia (7.36); nnc - turaţia nominală de calcul în rot/s, calculată cu relaţia (7.61); Factorul 6,28 = 2π transformă unitatea de măsură a vitezei din rot/s în

rad/s. Motorul electric trebuie ales din catalog, avându-se în vedere următoarele: puterea de calcul nominală a motorului; turaţia nominală de calcul; execuţia cerută (protejată la stropi, la apă, ermetic etc.); regimul nominal (pentru acţionările electrice de cârmă regimul nominal este de obicei regimul de scurtă durată de 30 sau 60 min.); izolaţia înfăşurărilor; temperatura mediului ambiant etc. Verificarea motorului electric ales După ce motorul electric a fost ales se trece la a doua etapă de aproximare în care se efectuează calcule de verificare privind satisfacerea regimurilor de lucru ale acţionării cârmei. Calculul duratei ciclului de deplasare a cârmei dintr-un bord în celălalt bord se execută luând în considerare şi regimul tranzitoriu de accelerare şi frânare. Timpul total de bandare a penei cârmei dintr-un bord în altul este: (7.71) T = t a + t f + t1 + t 2 unde: ta - timpul de accelerare;

385


t1 - timpul de deplasare a penei cârmei din bord în planul diametral până la începutul frânării; t2 - timpul de deplasare a penei cârmei din planul diametral în bord după terminarea accelerării; tf - timpul de frânare. Pentru calculul duratei regimului tranzitoriu de accelerare, se construieşte în prealabil caracteristica naturală a motorului electric ales şi caracteristicile artificiale de pornire.În figura 7.23 sunt reprezentate caracteristicile de pornire ale acţionării. Se observă din figură că pentru toate tipurile de motoare electrice caracteristicile mecanice, în perioada pornirii, pot fi considerate, cu o bună aproximaţie, liniare.

Fig. 7.23. Caracteristicile de pornire ale acţionării

Calculul timpului de accelerare se face în ipoteza că în perioada pornirii caracteristicile mecanice sunt liniare şi cuplul de sarcină este constant. Durata accelerării se împarte în două perioade: ta1 - timpul de accelerare pe caracteristicile mecanice artificiale şi ta2 - timpul de accelerare pe caracteristica mecanică naturală.

t a = t a1 + t a 2

(7.72)

În figura 7.23 s-a notat: cu mp - valoarea relativă a cuplului de pornire; mtr valoarea relativă a cuplului la care se produce trecerea de pe o caracteristică pe alta; νp, νtr - turaţiile relative care corespund acestor cupluri pe fiecare caracteristică. Se notează:

Tm = 2π

kJn 0 Mn

(7.73)

Coeficientul k≈1,2…1,5 ţine seama de momentul de inerţie al acţionării. Timpul de accelerare aproximativ poate fi calculat cu formula:

t a = Tm

νs , m medp − m r

(7.74)

386


în care mmedp=c(mmax+mp) este cuplul de pornire mediu; νs-turaţia motoruli corespunzătoare cuplului de sarcină mr. Cuplul mp se alege astfel încât să se asigure accelerarea în cazul pornirii cu cuplul maxim de sarcină şi căderea maximă de tensiune admisă 10%. Practic mp = 1,6 … 2,0. Timpul ta2 de accelerare a motoruli pe caracteristica mecanică naturală se poate calcule cu relaţia:

t a2 =

mp − mr ν r − ν1 ⋅ Tm ⋅ ln , mp − mr m1 − m r

(7.75) în care m1 este cuplul care corespunde unei tursţii ν1=0,95…0,97 pe caracteristica mecanică naturală. Corespunzător cu (7.74) se determină timpul de accelerare pe caracteristicile mecanice artificiale:

ta1=ta-ta2. (7.76) Unghiul de rotire al penei cârmei, exprimat în grade, pe durata accelerării se poate determina pornind de la relaţia (7.49) scrisă sub forma :

dα 2πn 2πn 0 ν 360n 0 ν = = = dt i i i La accelerarea pe caracteristica artificială se consideră constantă viteza medie

ν=

ν tr + ν p 2

= const ,

şi se obţine expresia pentru calculul aproximativ al unghiului de rotaţie al penei cârmei în grade:

α a1 =

180n 0 (ν tr + ν p ) i

t a1

(7.77)

În acelaşi mod se calculează şi unghiul de rotire corespunzător caracteristicii mecanice naturale.

α a2 =

180n 0 (ν tr + ν r ) ta2 i

(7.78)

Durata frânării acţionării depinde, de asemenea, de tipul motorului şi de schema de frânare. Considerând că momentul de frânare, la frânarea dinamică (cel mai frecvent utilizată), descreşte liniar, timpul de frânare se calculează cu relaţia:

t fd = Tm

νr m + mf ln r mf mr

387


(7.79)

În relaţia (7.79) de obicei se ia mf = mp iar cuplul de sarcină rezistent, mr, se ia egal cu valoarea sa pentru unghiul maxim al cârmei. Există o serie de expresii analitice pentru determinarea timpului de frânare dinamică a unui motor asincron cu rotor în scurtcircuit. O asemenea formulă aproximativă, valabilă la curent constant egal cu de două ori valoarea nominală a curentului din stator, este:

t fd = 1,44

k ⋅ J ⋅ n 2n 5 10 [s] c ⋅ Pn

(7.80)

unde: tfd este timpul de frânare dinamică; k - coeficient care ţine seama de momentul de inerţie al mecanismului de transmisie; J - momentul de inerţie al motorului, în kg . m2; nn - turaţia nominală, în rot/s; Pn - puterea nominală a motorului, în kw. Pentru motoarele electrice navale până la 50kw, c=150. Unghiul de bandare a cârmei pe durata frânării se determină la fel ca la accelerare. Timpul de bandare a cârmei dintr-un bord în celălalt, dat cu aproximaţie de relaţia (7.57), luând în considerare deplasările din perioadele regimurilor tranzitorii de accelerare şi frânare se calculează cu relaţiile:

i(α max − α f )(1 − s n ) x  Ω y1  360n n cat   i(α max − α a )(1 − s n ) x  Ω y2 t2 =  360n n cat t1 =

(7.81)

Pentru determinarea mărimilor Ω yx1 º i Ω yx2 este necesar să se pornească de la valoarea din catalog a cuplului nominal Mn şi a turaţiei nominale nn. Motorul electric ales asigură timpul de bandare limită admis dacă în urma calculelor efectuate este îndeplinită condiţia: (7.82) t a1 + t a 2 + t 1 + t 2 + t f ≤ Tdat Verificarea la încălzire a motorului electric ales se face pentru cele două regimuri principale: Regimul de manevră a navei şi regimul de menţinere a navei pe un drum impus. Verificarea se face după metoda generală a cuplului sau curentului echivalent. Pentru verificarea motorului electric la încălzire în regimul de manevră a navei, se construieşte diagrama de sarcină a acţionării electrice a cârmei prezentată în figura 7.24. Diagrama de sarcină se construieşte prin metode analitice sau grafice, considerând că cuplul de sarcină variază liniar în funcţie de unghiul de cârmă. La deplasarea cârmei de la α = α max la α = 0 sau α = α1 se consideră m = m0 = constant. Duratele de accelerare, frânare şi bandare a cârmei dintr-un bord în altul precum şi cuplurile care le corespund se calculează pe baza relaţiilor prezentate mai sus. Pentru cuplul de pornire mp se foloseşte valoarea sa medie pe timpul pornirii, mp med.

388


mrθk

Fig. 7.24. Diagrama de sarcină liniarizată pentru regimul de manevră mf

Cuplul echivalent corespunzător diagramei de sarcină din figura 7.24 se calculează cu formula:

(

m echiv

+

t a2 2  2 2  m p med t a1 + 3 m pmed + m pmed m 0 + m 0 = T  

m 02 t 1 +

2 2

(

)

t 1 m 20 + m 0 m rθk + m 2rθk + m f2 t f 3 3 T

    

1

) (7.83)

2

Motorul electric ales satisface condiţiile de încălzire pentru acest regim dacă valoarea cuplului echivalent calculat cu relaţia (17.83) este subunitară sau cel mult egală cu unitatea. Pentru verificarea la încălzire a motorului electric în regim de menţinere a navei pe un drum impus, se determină în prealabil durata ciclului de funcţionare din condiţia de asigurare a minimum 350 de conectori pe oră, prevăzută de registrul de clasificare:

tz =

3600 ; Z = 350conect / orã Z

(7.84)

Unghiul mediu de bandare a cârmei corespunzător acestui regim este practic α z = 4 K6 o . Unghiul de bandare corespunzător regimului stabil de funcţionare este α st = α z − α a − α f . Timpul corespunzător regimului stabil de funcţionare este aproximativ:

t st =

α st i 360ν r ⋅ n 0

389


(7.85)

Pe baza datelor obţinute se construieşte diagrama de sarcină a acţionării cârmei pentru regimul de menţinerea navei pe drumul impus, reprezentată în figura 17.25. Cuplul echivalent corespunzător diagramei din figura 7.25 este:

mechiv =

m2pmedt a1 +

(

)

t a2 2 1 mpmed + m0 mpmed + m20 + m02 t st + mf2 t f 3 3 c2 (t a + t f ) + t st + c1 t 0

(7.86)

Coeficienţii c1 şi c2 ţin seama de schimbarea condiţiilor de răcire în perioada: pauzei, t0; accelerării, ta1, ta2; frânării, tf. de obicei valorile acestor coeficienţi sunt: c1 = 0,5 ... 0,35; c2 = 0,8 ... 0,5. Motorul electric ales satisface condiţiile de încălzire pentru regimul de menţinere a navei pe drumul impus dacă valoarea cuplului echivalent calculat cu relaţia (7.86) este subunitară sau cel mult egală cu unitatea.

Fig. 7.25. Diagrama de sarcină liniarizată pentru regimul de menţinere a navei pe drumul impus

Verificarea motorului electric ales la numărul de conectări. Frecvenţa mare a conectărilor care au loc în regimul de marş al navei, are o mare influenţă asupra încălzirii, atât a motoarelor asincrone cu rotorul în scurtcircuit, cât şi a motoarelor de curent continuu, având în vedere perioadele de accelerare şi frânare în care curenţii depăşesc valorile nominale şi faptul că pierderile în înfăşurări sunt proporţionale cu pătratul curentului. Din această cauză, motorul electric ales trebuie să fie verificat la numărul admis de conectări pe oră, la care temperatura medie a motorului nu va depăşi valoarea admisă. Dacă se cunosc puterile corespunzătoare pierderilor variabile în înfăşurările motorului electric pentru: regimul nominal ∆Pn ; perioada de

390


accelerare ∆Pa ; regimul static de funcţionare ∆Pst ; perioada de frânare ∆Pt , făcând bilanţul termic rezultă:

[

]

3600∆Pn = (∆Pa t a + ∆Pf t f )Z + ∆Pst 3600 − Z(t a + t p )

(7.87)

Bilanţul termic dat de relaţia (7.87) este scris în condiţiile în care condiţiile de răcire se consideră aceleaşi pentru toate regimurile şi ciclurile de funcţionare se succed fără pauză. Rezolvând această ecuaţie în raport cu Z rezultă numărul total de conectări admis:

Z=

3600(∆Pn − ∆Pst ) ∆Pa t a + ∆Pf t f − ∆Pst (t a + t f )

(7.88)

Pentru cazurile practice când se ţine seama de răcirea din perioadele de pauză precum şi de înrăutăţirea condiţiilor de răcire, în perioadele de accelerare şi frânare, relaţia de calcul a numărului total de conectări admis este:

Z=

3600[(t c − t 0 )(∆Pn − ∆Pst ) + ∆Pn c1 t 0 ] t c [∆Pa t a + ∆Pf t f − (t a + t f )(∆Pst + c 2 ∆Pn − ∆Pn )]

(7.89)

unde: c1 - coeficient care ţine seama de înrăutăţirea schimbului de căldură în timpul pauzei şi care are valori în limitele de la 0,35 la 0,5; c2 - coeficient care ţine seama de înrăutăţirea schimbului de căldură în perioada accelerării şi frânării, dependent de forma de execuţie a motorului şi care are valori de la 0,5 la 0,8; t0 - timpul de pauză; tst - timpul de funcţionare în regim stabil; ta şi tf - timpii de accelerare şi frânare; tc - durata ciclului, t c =

3600 = 10 ,3 s şi corespunde numărului minim de 350

cicluri. Din relaţia (7.9) rezultă că, pentru mărirea numărului admis de conectări, este necesar ca motorul electric să aibă pierderi mici în regimurile tranzitorii, pierderi admise mari în regimul nominal şi un schimb de căldură mare în timpul pauzei. Micşorarea pierderilor în regim tranzitoriu se poate realiza prin utilizarea unui motor cu moment de inerţie mic şi cu alunecare nominală mare. Mărirea pierderilor admise în regim nominal se poate face prin utilizarea unei izolaţii rezistente la temperaturi mari şi prin ventilaţie intensivă. Utilizarea ventilaţiei independente duce la creşterea coeficientului c1 până la o valoare egală cu unitatea. Din cele prezentate rezultă că problema determinării numărului de cicluri admise constă, în primul rând, în determinarea pierderilor în perioada ciclului de funcţionare. Pierderile totale ∆PΣ în regim nominal pot fi calculate pe baza datelor din catalog:

391


∆PΣ = Pn

1 − ηn . ηn

(7.90) Considerând că pierderile constante şi variabile din regimul nominal sunt egale, se obţine expresia pentru determinarea pierderilor variabile în regim nominal:

∆Pn =

∆PΣ 2

(7.91)

Pierderile variabile, în orice alt regim, vor fi proporţionale cu pătratul valorii medii pătratice a curenţilor, în timpul regimului respectiv: 2 (7.92) ∆P = ∆Pn (i med ) unde

i med =

I 2med

(7.93)

In

Cunoscând pierderile din perioada unui ciclu, se calculează numărul total de conectări Z. Motorul electric ales corespunde din punct de vedere al numărului de conectări dacă valoarea lui Z obţinută prin calcul este mai mare sau cel puţin egală cu 350 (numărul minim de conectări impus de cerinţele registrului de clasificare RNR). Metoda creşterilor finite pentru calculul regimului tranzitoriu reprezintă un procedeu mai simplu utilizat practic în calculul acţionării electrice a cârmei. Ecuaţia de mişcare a acţionării dată de relaţia (15.45) se scrie sub forma:

m − mr =

2π∑ J dn ⋅ , Mn dt

(7.94)

unde ΣJ este suma momentelor de inerţie ale motorului şi mecanismului de lucru. În ecuaţia diferenţială a mişcării înlocuind derivatele cu creşteri finite de valori mici, ∆n pentru turaţie şi ∆t pentru timp rezultă:

m − mr =

2π∑ J ∆n ⋅ Mn ∆t

(7.95)

Rezolvând ecuaţia (7.95) în raport cu ∆ se obţine:

∆t =

2π∑ J∆n

M n (m − m r )

(7.96)

Pentru determinarea timpului ∆t cu relaţia (7.96) se alege o anumită creştere a vitezei căreia îi corespunde, după caracteristica mecanică a motorului, un moment de valoare m. Valoarea momentului rezistent mr, se obţine după curba

392


m r = f (α ) şi corespunde valorii iniţiale a unghiului de înclinare a penei cârmei. În continuare se stabilesc dependenţele între unghiul de înclinare a cârmei, viteza de rotaţie şi timpul de deplasare a cârmei. Se porneşte de la relaţia (7.49) scrisă sub forma: dα 2πn 360n (7.97) = ωa =

dt

i

=

i

în care: α - unghiul de rotire al penei cârmei în grade; ωa - viteza unghiulară de rotire a cârmei; i - raportul de transmisie al acţionării cârmei; n - turaţia în [rot/s]. Din relaţia (7.97) se obţine: (7.98) i ⋅ dα

dt =

360n

Introducând în ecuaţia (7.94), valoarea lui dt, rezultă:

m − mr =

2π∑ J 360n dn dn ⋅ ⋅ = c⋅n Mn i dα dα

unde:

c=

(7.99)

2π∑ J 360 ⋅ Mn i

Relaţia (7.99) scrisă sub forma creşterilor finite în care la creşterea unghiului cu o valoare mică ∆α j corespunde creşterea turaţiei cu o valoare mică

∆n j , are forma: m − m r = c ⋅ n j−1

∆n j

(7.100)

∆α j

Rezolvând ecuaţia (7.100) raport cu ∆n j se obţine a doua formulă de calcul pentru creşterea vitezei dată de creşterea unghiului:

∆n j =

m − mr ∆α j c ⋅ n j−1

(7.101)

în care: m - momentul la axul motorului electriccorespunzător vitezei nj = nj-1 +∆nj; mr

-

momentul

rezistent

al

acţionării

corespunzător

unghiului

α j = α j −1 + ∆α j . În relaţia (7.98) înlocuind derivatele cu creşteri finite şi rezolvând ecuaţia în raport cu ∆t, se obţine formula de calcul a duratei deplasării pentru o creştere dată a unghiului de rotire a cârmei:

∆t j =

i∆ α j 360n med j

393


(7.102)

unde

n med j = n j−1 +

∆n j 2

Timpul total de deplasare a cârmei rezultă: n

t = ∑ ∆t j

(7.103)

j =1

Relaţiile obţinute permit calculul practic al oricărui regim tranzitoriu al acţionării atunci când se cunosc: caracteristica mecanică a motorului, momentul de inerţie şi caracteristica momentului rezistent. Algoritmul calculului după metoda creşterilor finite se prezintă în continuare. Pentru început, cunoscând dependenţa momentului la axul cârmei, M a = f (α ) şi folosind relaţiile de calcul

Mr =

Ma M ; mr = r Mn i⋅η

se determină caracteristica momentului rezistent la axul motorului electricîn funcţie de unghiul cârmei, m r = f (α ) . Se construiesc pe acelaşi grafic, aşa cum se prezintă în figura 7.26., curbele m r 1 = f (α ) , m r 2 = f (α ) pentru deplasarea cârmei din bord în planul diametral şi din planul diametral în bord precum şi caracteristicile mecanice ale motorului electric ales. Pentru primul punct de calcul, din grafice se determină momentul rezistent mr, corespunzător unghiului de 35o (dacă deplasarea se face din bord în bord) sau oricărui unghi cu care începe deplasarea cârmei. După caracteristica mecanică a motorului (de exemplu caracteristica artificială 3) se determină valoarea cuplului motorului m1 pentru care viteza de rotaţie este nulă. Se alege o creştere mică a vitezei ∆n1 = n1 − 0 = n1 se determină:

∆t 1 =

2 π∑ J

M n (m1 − m r )

şi se calculează

∆α1 =

∆n 1

360 ∆n 1 ⋅ ∆t 1 i 2

394


Fig 7. 26. Caracteristicile momentului rezistent şi caracteristicile mecanice ale motorului electric

Pentru următoarele puncte se aleg creşteri mici ale unghiului ∆α j şi folosind relaţiile (7.101) ÷ (.102) se determină ∆n j ;∆t j şi t. Creşterile ∆α j se aleg în aşa fel încât creşterile momentului rezistent între două puncte succesive să nu fie prea mare. Rezultatele calculelor se trec într-un tabel de forma: Tabel 7.4. N

∆α j

α

mrj

mj

∆n j

nj

nmed j

∆t j

∑∆t j

m 2j ∆t j

∑m2j ∆t j

1 2 3

0,0095 0,0105 0,02

34,9905 34,98 34,96

0,15 0,15 0,15

1,6 1,45 1,38

1,17 0,58 0,7

1,17 1,75 2,45

1,46 2,1

0,1 0,045 0,059

0,1 0,145 0,204

0,256 0,094 0,113

0,256 0,35 0,463

M Pentru intervalele mici de timp, din diagrame se determină cuplul motorului, se calculează m 2j ∆t şi prin însumare se obţine cuplul echivalent pentru verificarea motorului electric la încălzire:

mechiv =

∑ m ∆t ∑ ∆t 2 j

j

(15.114)

j

Determinarea cuplurilor medii echivalente în timpul accelerării şi frânării permite totodată calculul perioadelor variabile în aceste regimuri tranzitorii: 2 ∆Pa = ∆Pn mechiv .a

(7.105)

∆Pf = ∆Pn m2echiv.f

(7.106)

necesare la determinarea numărului admis de conectări. În figura 7.26. curba 1 reprezintă caracteristica mecanică naturală, curbele 2 şi 3 caracteristici mecanice artificiale iar curba 4 caracteristica mecanică pentru regimul de frânare dinamică.

395


7.5.2. Calculul acţionării electrohidraulice a cârmei În acţionările electrohidraulice cu pompe de debit variabil sau debit constant, motorul electric funcţionează în regim de lungă durată. Sensul de rotire şi viteza de deplasare a cârmei sunt determinate de sensul de circulaţie şi debitul fluidului de lucru care se reglează prin poziţia manipulatorului pompei de debit variabil. Calculul acţionării electrohidraulice a cârmei cuprinde următoarele etape: • determinarea forţelor de presiune în cilindrii presei maşinii hidraulice; • stabilirea parametrilor de bază ai instalaţiei şi alegerea pompei de debit variabil; • calculul puterii şi alegerea motorului electric; • verificarea motorului electric ales pentru realizarea timpului dat de deplasare a cârmei şi la încălzire. Determinarea forţelor de presiune în cilindrii presei maşinii hidraulice. Atunci când cârma este deplasată faţă de planul diametral, asupra penei cârmei acţionează forţa de presiune a curentului de apă, care prin axul cârmei şi eche se aplică la pivotul mufei articulate. Această forţă, notată cu F în figura 7.27 este orientată perpendicular pe axa echiei. În afara forţei F, la funcţionarea maşinii cârmei apar forţe de frecare în reazemele axului cârmei, în articulaţii şi suprafeţele alunecătoare ale maşinii hidraulice. Toate aceste forţe orientate în sens opus mişcării împreună cu componenta Fy constituie forţa rezistentă Fr. Pentru a asigura deplasarea cârmei, în cilindrii maşinii hidraulice se creează o forţă de presiune Fcil capabilă să învingă forţa rezistentă.

Fig. .27. Forţele care acţionează în sistemul hidraulic al acţionării cârmei

Forţa F se descompune în două componente: − Fx - orientată perpendicular pe axa cilindrilor; − Fy - orientată după axa cilindrilor maşinii cârmei. Ecuaţia de echilibru a forţelor pe axa cilindrilor este: (7.107)

396


Fcil = Fr = Fy + 2 µ 1 Fx + µ 2 N + Fµ sau, în funcţie de F şi α rezultă:

Fcil = Fr = F (cos α + 2 µ 1 sin α ) + µ 2 N + Fµ

(7.108)

în care: µ1 µ2 N-

Fµ -

coeficient de frecare în articulaţii şi suprafeţe alunecătoare pe direcţia tijelor; µ1 = 0,08 ÷ 0,1; coeficient de frecare în presetupele tijelor (pentru garnituri obişnuite µ2 = 0,2, pentru garnituri din piele µ2 = 0,07 ÷ 0,13); reacţiunea forţei de greutate a tijelor maşinii hidraulice determinată constructiv de tipul maşinii hidraulice; orientativ masa maşinilor hidraulice raportată la momentul maxim la axul cârmei este în limitele 20 ÷ 40kg/kNm; forţa de frecare în presetupele cilindrilor maşinii hidraulice care

depinde de materialul garniturilor şi presiunea în cilindri. Forţa de frecare Fµ poate fi determinată cu formula empirică:

Fµ = 1,47 π ⋅ D ⋅ h ⋅ p ⋅ µ 2 [N ]

unde:

(15.109)

D - diametrul cilindrilor presei, m; p - presiunea în cilindrul presei, Pa; h - înălţimea garniturii presetupei, care se alege din tabelul 7.5. T abelul 7.5 Etanşarea

Diametrul cilindrului, D [m]

Înălţimea garniturii, h [m]

Garnitură moale (obişnuită)

≤0,090 0,091-0,140 0,141-0,406 peste 0,406 ≤0,089 0,090-0,254 0,255-0,457 0,458-0,711 peste 0,711 ≤0,089 0,090-0,254 0,255-0,457 0,458-0,711 peste 0,711

0,077 0,128 0,200 0,250 0,010 0,018 0,024 0,034 0,040 0,015 0,023 0,029 0,039 0,048

Manşetă din piele obişnuită

Manşetă unghiulară din piele (unghiul β=90°)

Forţa F poate fi exprimată în funcţie de momentul la axul cîrmei, astfel: (7.110)

397


F=

Ma Ma = cos α zRη a zR 0 η a

în care: z - numărul de perechi de cilindri ai maşinii hidraulice; R0 - distanţa de la axul cârmei la axul tijelor [m]; în funcţie de diametrul cilindrului această distanţă este R 0 = (2 ÷ 3)D ; ηa - randamentul care ţine seama de pierderile în lagărele axului cârmei: η a = 0 ,8 ÷ 0 ,87 . Introducând expresia forţei F dată de relaţia (7.110) în relaţia (7.108) se obţine:

Fcil =

(

)

Ma cos 2 α + µ1 sin 2α + µ 2 N + Fµ zR 0 η a

(7.111)

Calculul parametrilor de bază ai instalaţiei şi alegerea pompei de debit variabil. În mod obişnuit în maşinile de cârmă, presiunile nominale au valorile: − pentru maşini de cârmă cu pistoane şi cilindri:

[

]

p n = 70 ÷ 100 kgf / cm 2 = 68,7 ÷ 98,1 ⋅10 5 [Pa ]

−

pentru maşini de cârmă cu palete:

[

p n = 60 kgf/cm 2

]

(1kgf/cm

2

= 98.067Pa

)

Exprimând forţa de presiune în cilindru în funcţie de diametru, rezultă:

Fcil =

πD 2 p[N ] 4

(7.112)

Din relaţiile (7.111) şi (7.112) se poate determina diametrul cilindrului D al maşinii hidraulice pentru condiţia de sarcină maximă:

 4  M a . max cos 2 α max + µ1 sin 2α max + µ 2 N  (7.113)  πp max  zR 0 η a  În deducerea relaţiei (7.113) forţa de frecare Fµ a fost neglijată întrucât

D=

(

)

influienţa ei asupra rezultatelor calculelor este nesemnificativă. Volumul de ulei transvazat, V, la deplasarea maximă a cârmei este:

[ ]

πD 2 V=z 2R 0 tgα max m 3 4

(7.114)

unde 2R 0 tgα max reprezintă deplasarea maximă a tijelor în limita unghiului

2α max ,[m] .

Debitul mediu al pompei este:

Q med =

V [m / s] T'

în care:

398


(7.115)

T’ = T - t0 - timpul de funcţionare al pompei, [s]; T - timpul total de deplasare a cârmei, [s]; t0 = 2 ÷ 3 [s] - timpul de pregătire al sistemului pentru funcţionare. Luând în considerare neuniformitatea curgerii, debitul nominal al pompei este:

Qn =

Q med kQ

(7.116)

unde kQ = 0,7 ÷ 0,8 este un coeficient care ţine seama de neuniformitatea curgerii. Cunoscând debitul nominal şi presiunea maximă se poate alege după catalog pompa cu debit variabil necesară pentru instalaţia electrohidraulică de acţionare a cârmei. Calculul puterii şi alegerea motorului electricde acţionare a pompei. Puterea motorului electric se determină în funcţie de debitul şi presiunea pe care trebuie să le asigure pompa. Deoarece aceste mărimi nu sunt constante pe timpul funcţionării acţionării electrice a cârmei, pentru calculul puterii motorului electric se adoptă valorile medii obţinute pe durata unui ciclu de deplasare a cârmei dintrun bord în celălalt bord. Debitul mediu al pompei se determină cu relaţia (7.115). Din relaţiile (7.109), (7.111), şi (7.112), după efectuarea unor calcule, se determină expresia presiunii:

(

)

Ma cos 2 α + µ1 sin 2α + µ 2 N zR 0 η a p= 0,25πD ⋅ (D − 5,88µ 2 h )

(7.117)

Pe baza relaţiei (7.117) se construieşte graficul dependenţei p = f (α ) . Pentru fiecare valoare a unghiului α de deplasare a cârmei, valorile momentului Ma se obţin din graficul M a = f (α ) .

Fig. 7.28. Determinarea grafică a presiunii medii a pompei : a - cârma simplă; b - cârma compensată

În figura 7.28 cu linie plină se prezintă graficele p = f (α ) şi cu linie

întreruptă M a = f (α ) , pentru cârma simplă şi compensată.

399


Pentru poziţia cârmei în planul diametral, α = 0, momentul la axul cârmei este nul, Ma = 0 şi acţionarea electrică dezvoltă un cuplu numai pentru învingerea forţelor de frecare din transmisia hidraulică. În acest caz presiunea necesară în cilindrii maşinii hidraulice este:

p0 =

µ2 N 0,25πD ⋅ (D − 5,88µ 2 h )

(7.118)

La valori negative ale momentului la axul cârmei, pentru un unghi α0 (de mărime câteva grade), momentul forţelor de frecare este echilibrat de mărimea momentului negativ la axul cârmei şi presiunea în cilindri maşinii hidraulice se anulează iar motorul electric funcţionează în gol. Pentru calculul presiunii medii se împarte suprafaţa delimitată de curbele p = f (α ) în mai multe domenii, se aproximează suprafeţele domeniilor şi prin însumare rezultă suprafaţa totală de sub curbă. Presiunea medie se determină cu relaţia:

p med =

Ap α max

(7.119)

în care Ap este suprafaţa delimitată de curba p = f (α ) şi calculată din grafic în P a grade. Cunoscând valorile medii ale debitului şi presiunii create de pompă, se poate calcula puterea motorului electric cu formula:

Pn =

10 −3 Q med (p med + p f ) [kW] η pompã

(7.120)

unde: pf = (34÷40)104Pa - pierderi de presiune prin frecări în tubulaturile sistemului; ηpompa =0,4- 0,8 - randamentul pompei Alegerea motorului electric se face pe baza puterii nominale calculată şi a turaţiei care rezultă din caracteristicile tehnice ale pompei aleasă în etapa anterioară. Verificarea acţionării electrice privind durata de deplasare a cârmei. Această durată depinde de debitul pompei care poate fi definit în mai multe feluri: Qinst - debitul instalat sau debitul maxim pe care pompa îl asigură la funcţionarea cu viteză nominală pentru unghiul dat de înclinare a manipulatorului pompei şi în condiţiile în care se consideră că volumul fluidului de lucru absorbit este egal cu volumul refulat, pierderile prin transvazarea inversă fiind nule; Qt debitul teoretic se obţine pentru aceleaşi condiţii ca şi debitul instalat, însă corespunde unei viteze diferite de viteza nominală: (7.121)

400


Q t = Q inst

ω ωn

Qα - debitul real al pompei ţine seama de micşorarea debitului pompei ca urmare a transvazării inverse a fluidului de lucru:

Q α = Q t η vol = Q inst

ω η vol ωn

(7.122)

Coeficientul de volum ηvol, depinde de valoarea presiunii de lucru şi se determină din graficul η vol = f ( p ) reprezentat în figura 7.529.

Fig. 7.29. Dependenţa coeficientului de volum funcţie de presiune şi înclinarea manipulatorului pompei

Din caracteristicile tehnice ale pompei se cunoaşte debitul pentru viteza nominală Qinst. În figura 7.30 se prezintă diagrama debitului instalat al pompei pentru regimurile de deplasare a cârmei din bord în bord. Prin rotirea timonei pentru deplasarea cârmei dintr-un bord în celălalt bord, servomotorul începe să deplaseze poziţia manipulatorului pompei şi debitul instalat creşte liniar de la zero la valoarea nominală.

Fig. 7.30. Diagramele debitului instalat şi debitului real al pompei pentru deplasarea cârmei din bord în bord

401


Pe durata creşterii debitului cârma se deplasează cu un unghi în limitele 3 - 5°. În continuare, pe durata deplasării cârmei, debitul instalat are valoarea nominală constantă. La sfârşitul cursei, când au mai rămas 3 - 5° până la poziţia α max = 35o , sistemul de urmărire începe deplasarea manipulatorului spre poziţia de debit nul şi ca urmare debitul instalat descreşte liniar de la valoarea nominală la zero. Pentru a calcula debitul real al pompei trebuie cunoscută viteza reală de rotaţie ω. Din relaţiile (7.120) şi (7.122) rezultă că pentru o valoare a unghiului α, puterea este dată de expresia:

P=

Q α (p α + p f ) Q inst (p α + p f )ω = η pompã η H η mec ωn

(7.123)

în care: Qα, pα - debitul real, m3/s şi presiunea de lucru Pa, corespunzătoare unghiului de deplasare a cârmei; ηH randamentul hidraulic al pompei, ηH = 1; ηmec randamentul mecanic care ia în considerare pierderile prin frecare a componentelor pompei. Valoarea randamentului mecanic este variabilă în funcţie de viteza relativă ω/ωn, şi se determină din graficele prezentate în figura 7.31. După valoarea puterii pentru unghiurile α de deplasare a cârmei se pot determina momentele corespunzătoare, cu formula:

Mα =

P Q inst (p α + p f ) = η H η mec ω n ω

(7.124)

în care ωn este viteza nominală pentru care s-a construit curba Qinst = f (α) .

Fig. 7.31. Dependenţa randamentului mecanic de viteza unghiulară pentru înclinarea manipulatorului în poziţia de debit maxim, 100%

402


Pentru valorile calculate ale momentului, din caracteristica mecanică a motorului electric se obţin vitezele ω corespunzătoare şi se calculează cu relaţia (7.122) debitul real reprezentat în figura 7.30 prin curba Qα = f (α) . Calculul se execută analitic şi grafic. Curbele de variaţie a parametrilor se împart în domenii mici în care se consideră constantă valoarea medie a parametrului. Rezultatele calculului se trec în tabelul 7.6. Tabel 7.6 Nr. Domeniul unghiului Hi Vi Qmed i ti [m3/s] [m] [m] [s] 1 α0 - α1 Semnificaţia notaţiilor din tabelul 7.6 este: Hi - deplasarea tijei pistoanelor pentru variaţia unghiului cârmei de la αi-1

la αi; Vi - volumul uleiului transvazat în limitele domeniului i, care se calculează cu relaţia:

Vi = z

πD 2 Hi 4

(7.125)

Qmed.i este debitul mediu real în limitele domeniului i; ti - durata deplasării cârmei de la αi-1 la αi care se calculează cu relaţia:

ti =

Vi Q med .i

(7.126)

Pentru calculul deplasării tijei pistoanelor, Hi, în figura 7.32 se prezintă mai multe unghiuri de înclinare a echei.

Fig. 7.32. Deplasarea tijelor pistoanelor maşinii hidraulice la diferite unghiuri de înclinare a cârmei

De exemplu, pentru variaţia unghiului de înclinare de la α0 la α1 rezultă

H1 = R 0 (tgα 0 − tgα1 ) .

Motorul electric ales corespunde din punct de vedere al realizării duratei limită de deplasare a cârmei dintr-un bord în celălalt dacă se îndeplineşte condiţia: (7.127)

403


n

∑t i =1

i

+ t 0 ≤ T = 30s

în care T = 30s este timpul impus de registrul de clasificare RNR. Verificarea motorului electricpompei la încălzire. Se face numai pentru regimul de manevră. Motorul electric pentru transmisia hidraulică funcţionează în regim continuu de lungă durată şi spre deosebire de cazul transmisiilor mecanice nu este supus la conectări şi deconectări cu frecvenţă mare care produc încălziri datorate curenţilor mari de pornire şi frânare din perioadele de regim tranzitorii. De asemenea, în regimul de menţinere a drumului constant deplasarea cârmei se face cu unghiuri mici, până la 5°, pentru care pompa cu debit variabil şi motorul electric de acţionare funcţionează în regim apropiat de regimul de mers în gol şi ca urmare pierderile care se transformă în căldură sunt de valori reduse. Verificarea la încălzire pentru regimul de manevră când cârma se deplasează din bord în bord, în limita unghiurilor maxime, ± α max , şi pentru viteza nominală de marş înainte a navei, se poate face prin mai multe metode. O metodă simplă şi suficient de precisă este metoda de verificare pe baza bilanţului termic. Corespunzător acestei metode, motorul electric ales corespunde din punct de vedere al încălzirii dacă pierderile pe oră ale motorului electric pentru regimul nominal de lungă durată sunt mai mari sau cel puţin egale cu pierderile pe oră ale motorului electric pentru regimul real de lucru. Această condiţie se scrie sub forma: tα

3600∆Pn ≥ E 0 + ZE = Z ∫ ∆P ⋅ dt + (3600 − Zt αmed )∆P0

(7.128)

0

în care:

∆Pn -

pierderile de putere nominale, w, care se determină din datele nominale ale motorului:

∆Pn =

1 − ηn Pn , ηn

(7.129) E0 -

energia pierdută de motorul electric în timp de 1 oră la mersul în gol, [jouli]:

E 0 = (3600 − Zt αmed )∆P0 Z-

(7.130)

numărul ciclurilor de deplasare a cârmei dintr-un bord în altul timp de 1 oră; se obţine împărţind 3600s la durata unui ciclu dat de relaţia (7.127); t αmed - durata deplasării cârmei până la unghiul αmed, [s] (se determină din tabelul 7.6); ∆P0 - pierderile de putere ale motorului la deplasarea inversă a cârmei pentru revenirea în planul diametral (pierderi de mers în gol), [w]:

∆P0 =

1 − η0 P0 η0

404


P0 E-

puterea de mers în gol a motorului, w: P0 = (0 ,2 ÷ 0 ,3 )Pn pierderile de energie datorate lucrului util în perioada deplasării directe a cârmei, din planul diametral în bord (pentru deplasarea inversă motorul electric lucrează în regim de mers în gol), [jouli]: tα

E = ∫ ∆P ⋅ dt 0

∆P -

pierderile de putere ale motorului electric la deplasarea directă a

cârmei. Calculul pierderilor de energie datorate lucrului util se face pe cale grafică. Se determină graficul funcţiei ∆P = f (α ) folosindu-se în acest scop graficele

p α = f (α ) si Q α = f (α ) . Din aceste grafice pentru diferite valori ale unghiului în limitele de la 0 la αmax se determină p α , Q α , Q inst şi folosind relaţia (7.123) se calculează puterea P obţinându-se în final curba P = f (α ) reprezentată în figura 7.33.

Fig. 7.33. Curbele pentru calculul puterii pierderilor motorului electric de acţionare a pompei

Pentru fiecare valoare momentană a puterii se calculează pierderile cu relaţia: 1− η P η în care η este valoarea momentană a randamentului determinată după curba η = f ( P) pentru motorul electric ales sau se calculează cu relaţia: ∆P =

η=

în care:

1  1  1 +  − 1 b  ηn 

ηn - randamentul nominal;

405


(7.131)

a x - mărime de calcul; b= 1+ a P x= - gradul de încărcare al motorului; Pn ∆P a = const - raportul pierderilor constante şi variabile, a = 0,5 ÷ 1 pentru ∆Pvar motoare cu viteză mică, a = 1 ÷ 2 pentru motoare cu viteză mare, pentru motoare x+

folosite la acţionarea cârmei a = 1. Pe baza datelor obţinute se construieşte graficul ∆P = f (α ) . Folosind datele din tabelul 7.6 în care pentru intervale mici de variaţie a unghiului α se dau timpii, se reprezintă graficul funcţiei ∆P = f (t ) din figura 7.34.

Fig. 7.34. Metoda grafică de determinare a pierderilor de energie

Suprafaţa de sub curba ∆P = f (t ) reprezintă energia pierderilor datorate lucrului util. Pentru calcul se împarte curba în domenii mici, tα, se calculează suprafeţele elementare şi prin însumare se obţine valoarea energiei E:

E = (∆P0 + ∆P1 + ∆P2 + K + ∆Pn )t α

(7.132)

Motorul electric ales corespunde din punct de vedere al încălzirii dacă este îndeplinită condiţia (7.128). Aplicaţii Problemă rezolvată Pentru nava cu L=121,34 (m), T=7,50(m) şi v=16Nd=8 m/s, se cere să se calculeze diagrama de sarcină M=f(α) la marşul înainte. Soluţie Se calculează suprafaţa cârmei cu relaţia: A=μLT în care μ=0,015-0,025. Suprafaţa cârmei trebuie să fie cuprinsă între limitele A1=0,015*121,34*7,50=13,65 m2 şi A2=0,025*121,34*7,5=22,75 m2. Conform RNR suprafaţa minimă a cârmei trebuie să fie:

A min = p ⋅ q ⋅

LT 150 (0,75 + ) = 13,77 m 2 . 100 L + 75

406


S-a considerat μ=0,02 şi s-a adoptat valoarea A=18,00 m2. Se constată că A>Amin. Pentru determinarea înălţimii cârmei s-a folosit relaţia (7.4): h=T(0,5…1)m. S-a adoptat valoarea h=6m. S-a considerat o cârmă compensată conform cu fig. 7.6. II. Lăţimea cîrmei: B=A/h=18/6=3m. S-a ales valoarea coeficientului de compensare k=0,25 şi a rezultat suprafaţa părţii compensate a cârmei A1=0,25 A=4,5 m2. Corespunzător ccu figura 7.6. II, distanţa b1=A1/h=4,5/6=0,75m. Alungirea relativă a cârmei este: λ=h/b=6/3=2. Valoarea obţinută se încadrează în limitele λ=0,5…3,0. Se adoptă profilul hidrodinamic NEJ-15, care pentru marşul înainte, λ=2, este caracterizat de coeficienţii hidrodinamici [3]: αo Cx Cy CP

0

4

8

12

16

20

24

28

32

36

0,0081 0 0

0,0154 0,168 0,203

0,0368 0,358 0,221

0,0685 0,555 0,234

0,116 0,750 0,242

0,170 0,925 0,250

0,258 0,990 0,281

0,337 0,850 0,358

0,380 0,705 0,371

0,390 0,590 0,386

Folosind relaţia (7.15):

R = (C y cos α + C x sin α) ⋅ ρ ⋅

A ⋅ v2 [N] 2

se determină forţa R pentru unghiurile de cârmă α, după care se determină cuplul la ax folosind relaţia (7.21): Ma=R(CP·b-b1) [Nm]. Rezultatele sunt prezentate în tabelul de mai jos: αo R[N] Ma[Nm]

0

4

8

12

16

20

24

28

32

36

0 0

96804

206784

320256

432576

533376

580032

522432

563328

433728

-13649

-17990

-15372

-10381

0

53942

169267

204488

176961

Se reprezintă grafic diagrama de sarcină la marşul înainte Ma=f(α).

407


Diagrama Ma=f(α)

408


ACŢIONAREA ELECTRICĂ A MECANISMELOR AUXILIARE

8.1. Generalităţi Mecanismele auxiliare ale instalaţiilor de forţă şi sistemelor navale sunt: pompele, ventilatoarele şi compresoarele. Acestea constituie pe navă grupul cel mai important al consumatorilor de energie electrică, ajungând la aproape 50% din totalul energiei consumate. Pe nave speciale cum ar fi tancurile petroliere, navele frigorifice, unde astfel de mecanisme îndeplinesc funcţii productive, procentul de energie electrică consumată este mai mare. Toate aceste mecanisme auxiliare au o mare importanţă pentru navă şi sunt destinate pentru: 1. deservirea principalelor instalaţii energetice ale navei. Din această categorie fac parte, în primul rând, pompele cu destinaţii diferite: combustibil, ulei, răcire, alimentare, circulaţie ş.a. 2. navigaţia fără pericol care constă în: − stabilitatea navei - se asigură prin funcţionarea pompelor de transvazare a apei, combustibilului şi încărcăturilor lichide în scopul asietării navei şi aşezării ei pe chilă dreaptă; − plutirea navei - se asigură prin funcţionarea pompelor care aruncă peste bord apa din compartimentele inundate; − protecţia împotriva incendiilor realizată pe seama funcţionării pompelor de stins incendii; − manevrabilitatea navei prin folosirea cârmei cu acţionare electrohidraulică a cărei funcţionare se bazează pe pompele din compunerea instalaţiei; 3. crearea condiţiilor normale de muncă şi odihnă pentru echipaj. În această categorie o importanţă deosebită o au ventilatoarele pentru asigurarea condiţiilor de mediu: temperatură, umiditate şi pompele de apă potabilă şi sanitară; 4. păstrarea în siguranţă a mărfurilor. Pe navele moderne funcţionează instalaţii de climatizare care asigură temperatura şi umiditatea necesară pentru păstrarea mărfurilor pe durata transportului cu nava. Pe navele speciale, cum ar fi tancurile petroliere, pompele care îndeplinesc funcţii productive sunt de putere mare şi asigură manipularea mărfii în stare lichidă indeplinind un rol similar cu cel al vinciurilor de încărcare de pe navele de transport mărfuri generale. Parametrii de bază care caracterizează funcţionarea mecanismelor auxiliare sunt: debitul, presiunea şi puterea. Debitul Q este determinat de cantitatea de lichid, aer sau gaz dată pe unitatea de timp şi se măsoară, de regulă, în m3/h, m3/s sau l/min. Reglarea debitului, solicitată de caracteristicile de funcţionare ale unor instalaţii, se poate face prin:

409


−

reducerea secţiunii de refulare sau de absorbţie prin închiderea parţială a unei vane; − schimbarea vitezei motorului de acţionare; − transvazarea inversă a unei părţi a lichidului de la refulare la admisie (aplicată, de exemplu, la pompele cu roţi dinţate sau cu şurub). Dintre aceste procedee cel mai economic ar fi prin modificarea turaţiei motorului electric, însă necesită complicarea schemei de comandă a acestuia. De aceea la nave este folosită pe scară largă metoda reglării debitului prin folosirea unor vane de reducere care este mai simplă decât celelalte. Presiunea H este caracterizată de rezistenţa pe care trebuie să o învingă lichidul sau gazul care se deplasează. Se deosebesc două valori ale presiunii: presiunea de refulare măsurată la ieşire şi presiunea de absorbţie măsurată la intrare. Presiunea reprezintă în sine cantitatea de energie transmisă de mecanism lichidului sau gazului, care se deplasează, pe unitatea de greutate şi se măsoară în N ⋅ m / N (adică în metri) sau în unităţi de presiune Pa (pascali). Puterea P cerută de mecanism este puterea dezvoltată de motorul electric de acţionare pentru funcţionarea mecanismului cu debitul şi presiunea dată. 8.2. Caracteristicile de bază ale mecanismelor auxiliare Mecanismele auxiliare pot fi clasificate după destinaţie şi după principiul de funcţionare. După destinaţie se împart în două grupe principale: mecanisme auxiliare pentru instalaţiile de putere ale navei şi mecanisme auxiliare pentru sistemele navale. Din prima grupă fac parte mecanismele auxiliare care asigură funcţionarea instalaţiilor de putere ale navei, cum ar fi: − pompe de circulaţie pentru răcirea apei în condensator; − pompe de răcire pentru motoarele principale şi auxiliare, compresoare ş.a; − pompe pentru alimentarea cu apă a căldărilor; − pompe de combustibil; − pompe de ulei; − ventilatoare pentru menţinerea temperaturii şi umidităţii aerului în compartimentul maşini; − ventilatoare care asigură funcţionarea căldărilor; − ventilatoare pentru răcirea compartimentelor mecanismelor; − suflante care asigură aerul necesar pentru funcţionarea motoarelor cu ardere internă. Din a doua grupă fac parte mecanismele auxiliare care asigură funcţionarea sistemelor navale, cum ar fi: − pompele de incendiu care asigură apa necesară pentru sistemul de stins incendiu;

410


− pompe de drenaj pentru îndepărtarea apei din compartimentele navei în care acumulările acesteia au un caracter sistematic; − pompe de balast pentru transvazarea apei din tancurile de balast; − pompe de santină pentru îndepărtarea apei din forpic şi ahterpic, santina compartimentului maşini, tunelul liniei axiale, cala magaziilor de mărfuri; − pompe de alimentare cu apă dulce din tancurile dispuse pe navă; − pompe pentru acţionarea hidraulică a cârmei; − ventilatoare pentru compartimentele de locuit; − ventilatoare exhaustoare pentru îndepărtarea gazelor nocive şi cu pericol de explozie din magaziile de mărfuri; − ventilatoare şi compresoare pentru asigurarea necesităţilor generale ale navei. După principiul de funcţionare pompele sunt: cu piston, centrifuge cu palete şi rotative cu roţi dinţate sau cu şurub. Mecanismele pentru deplasarea aerului sau gazelor după valoarea presiunii realizate se numesc ventilatoare, dacă presiunea raportată la presiunea atmosferică este p / p at = 1,0 ÷ 1,5 , suflante, atunci când presiunea relativă este p / p at = 1,06 ÷ 4 şi compresoare pentru p / p at = 3 ÷ 100 şi peste 100. Pompele cu piston lucrează pe principiul absorbţiei lichidului şi pot fi cu acţiune simplă sau dublă. În figura 8.1. este prezentată pompa cu acţiune simplă. La deplasarea în sus a pistonului 1 se creează o depresiune, se deschide valvula 3 şi lichidul absorbit intră în cilindrul 2. La coborârea pistonului lichidul este presat, se deschide valvula de refulare 5. În acest mod la fiecare coborâre a pistonului în conducta de refulare 6 se transmite o cantitate de lichid determinată. Debitul pompei se calculează cu formula:

Q=

Fig. 8.1. Pompa cu piston cu acţiune simplă

[ ]

A⋅l ⋅ n ηv m3 s 60

unde: A - suprafaţa pistonului, m2; l - cursa pe care o face pistonul într-un sens; n - numărul de cicluri pe minut (un ciclu corespunde unei urcări şi coborâri a pistonului); ηv - coeficientul de volum al presiunii care ţine seama de scurgerile de lichid prin neetanşeităţile din cilindru şi care are valori în limitele de la 0,85 la 0,9. Pompele cu piston se caracterizează prin: − construcţie relativ simplă; − posibilitatea de a realiza presiuni mari;

411


(8.1).

−

valori mari ale randamentului ( η pompã = 0 ,5 ÷ 0 ,8 - valorile mari

pentru puteri mari); − posibilitate de autoamorsare şi permanent pregătite pentru funcţionare. Cuplarea cu motorul electric necesită un mecanism intermediar de tip bielă manivelă pentru transformarea mişcării de rotaţie în mişcare de translaţie. Pompele cu palete se împart în pompe centrifuge şi pompe cu elice. Dintre acestea, pompele centrifuge sunt cele mai utilizate în instalaţiile navale. Pompa centrifugă, reprezentată în figura 8.2., se compune din rotorul cu palete 1, dispus în corpul pompei sub formă de melc 2. Pompa, iniţial, este umplută cu lichid. Mişcarea rotorului cu palete în lichid imprimă acestuia o viteză de deplasare spre periferia corpului şi creează în centru o depresiune. În locul lichidului refulat prin conducta 4 se primeşte o nouă cantitate de lichid prin conducta de absorbţie 3 cuplată cu zona centrală a rotorului. Viteza lichidului, aruncat spre Fig. 8.2. Pompa centrifugă periferia corpului, scade şi ca urmare creşte presiunea lichidului în conducta de refulare. Pentru obţinerea unor presiuni înalte (peste 2,5 ⋅ 106 Pa ) se folosesc pompe cu mai multe trepte care au câteva rotoare dispuse pe un singur ax antrenat de motorul electric de acţionare. Pompele centrifuge se caracterizează prin: − simplitatea construcţiei; − număr minim de piese supuse uzurii; − admit funcţionarea cu lichid care conţine impurităţi; − cuplarea directă cu motorul electric de acţionare; − pentru funcţionare pompa şi conducta de aspiraţie trebuie să fie umplute cu lichid. Amorsarea pompei se menţine între două funcţionări succesive prin valvula de reţinere montată la intrarea lichidului în conducta de admisie. Debitul pompelor centrifuge este direct proporţional cu turaţia:

Q ≈ A ⋅ v = C1 ⋅ n unde:

A - suprafaţa secţiunii transversale a rotorului cu palete la intrare; v = 2πn - viteza periferică la ieşirea din canalele rotorului; n - turaţia în rot/s. Presiunea realizată este proporţională cu pătratul vitezei:

412


(8.2)

H≈

v2 = C2 ⋅ n 2 2g

(8.3)

În figura 8.3. se prezintă caracteristicile normate generale (universale) ale pompelor centrifuge care exprimă variaţia presiunii relative H/Hn în funcţie de debitul relativ Q/Qn pentru diferite viteze..

Fig. 8.3. Caracteristicile universale ale pompelor centrifuge

Principiul de funcţionare al pompelor cu elice este prezentat în figura 8.4.

Fig. 8.4. Principiul de funcţionare al pompelor cu elice

Pompele cu elice sunt pompe care realizează presiuni mici, în limitele 10 ÷ 15 m, în schimb prezintă avantajul realizării unor debite mari în condiţiile unor randamente ridicate. Pompele rotative sunt de două tipuri: cu roţi dinţate şi cu şurub. Astfel de pompe se folosesc de regulă pentru lichide cu vâscozitate mare: combustibil, ulei ş.a.

413


Fig. 8.5. Pompa cu roţi dinţate

Pompa cu roţi dinţate, reprezentată în figura 8.5, se compune din roata dinţată de comandă 4 şi roata dinţată condusă 2 montate într-un corp comun 1. Prin rotirea roţilor, lichidul care umple corpul pompei se deplasează de-a lungul corpului din camera de absorbţie 5 în camera de refulare 3. Deplasarea inversă a lichidului este blocată de interstiţiul mic dintre suprafaţa interioară a corpului şi roţile dinţate aflate în mişcare de rotaţie. Se crează o diferenţă de presiune între admisie şi refulare sub acţiunea căreia se deplasează lichidul. Pompele cu roţi dinţate se caracterizează prin: − gabarit şi mase mici; − uniformitatea curgerii lichidului; − posibilitatea de a realiza presiuni înalte ( ~ 107 Pa ); − cuplarea directă cu motorul electric de acţionare; − posibilitate mică de absorbţie; − execuţie pretenţioasă, necesită ajustări precise între părţile componente. Ventilatoarele formează o grupă foarte numeroasă a mecanismelor auxiliare navale cu acţionare electrică. În funcţie de destinaţie se împart în două grupe: a) ventilatoare care deservesc instalaţiile electrice principale ale navei şi sunt destinate pentru menţinerea temperaturii necesare şi compoziţiei aerului în compartimentele maşini precum şi pentru a asigura funcţionarea instalaţiilor aferente căldărilor; b) ventilatoare care asigură nevoile generale ale navei şi fac parte din sistemul de climatizare care asigură schimbarea aerului din compartimentele de locuit, îndepărtarea gazelor nocive sau cu pericol de explozie din magaziile de marfă sau încăperi cu grad ridicat de pericol.

414


În instalaţiile navale ventilatorul de tip centrifugal, prezentat în figura 8.6. este cel mai răspândit. Corpul ventilatorului 1 este realizat sub formă de melc şi are dispus în interior, rotorul cu palete 2. La ventilatoarele de puteri reduse, rotorul cu palete este dispus direct pe axul motorului de acţionare 3, aşa cum se prezintă în figura 8.6. Principiul de funcţionare al ventilatorului este acelaşi cu cel al pompelor centrifuge. Aerului aspirat în centrul rotorului cu palete, sub acţiunea forţei centrifuge, i se imprimă o viteză de deplasare spre periferie, care se transformă în presiune refulată pe sistemul de conducte. Puterea necesară la arborele ventilatorului se determină cu formula:

P=

Q⋅H [kW ] 10 3η mec

(8.4)

în care: Q - debitul ventilatorului, m3/s; H - presiunea, Pa; ηmec - randamentul mecanic al ventilatorului. Pentru randament se pot admite următoarele valori ηmec = 0,4 ÷ 0,6 la ventilatoare cu puteri mici şi mijlocii respectiv η mec ≤ 0, 8 la ventilatoarele cu puteri mari.

Fig. 8.6. Ventilator centrifugal

Suflanta reprezintă un tip particular al ventilatorului centrifugal. Particularitatea constă într-o construcţie mecanică mai robustă care permite dezvoltarea unor viteze periferice superioare capabile să producă presiuni mai mari. Suflantele navale deservesc motoarele cu ardere internă şi căldările navale. Compresoarele navale asigură aerul comprimat folosit pentru pornirea motoarelor cu ardere internă, principale şi auxiliare. De asemenea compresoarele se folosesc în instalaţiile frigorifice şi de climatizare precum şi pentru furnizarea aerului necesar altor consumatori de la navă.

415


După principiul de funcţionare compresoarele sunt cu piston şi turbocompresoare (centrifugele). Dintre acestea, compresoarele cu piston sunt cele mai întrebuinţate în instalaţiile navale. Principiul de funcţionare este asemănător cu cel al pompelor cu piston. Reglarea debitului prin schimbarea turaţiei se foloseşte rar. De regulă compresorul lucrează în tampon cu o butelie şi pentru a menţine presiunea în butelie, între anumite limite, periodic se cuplează funcţionarea compresorului. Puterea teoretică a compresorului, se calculează cu formula:

P = 0 ,13Q ⋅ H [kW ]

(8.5)

Q - debitul compresorului, m3/s; H, presiunea Pa. Pentru alegerea motorului electric de acţionare este necesar să se ia în calcul şi valoarea randamentului mecanic al compresorului. unde:

8.3. Alegerea motoarelor electrice de acţionare. Alegerea motoarelor electrice. Pentru pompele şi ventilatoarele centrifugale se folosesc, în curent continuu, motoarele electrice cu excitaţie mixtă, iar în curent alternativ, motoarele asincrone cu rotorul în scurtcircuit.

Pompele şi ventilatoarele centrifuge au puterea utilă proporţională cu cubul turaţiei, P ≈ n 3 şi de aceea au caracteristici uşoare de pornire. Motorul asincron cu rotorul în scurtcircuit, care are caracteristica mecanică rigidă şi valoare redusă a cuplului de pornire, corespunde pe deplin cerinţelor impuse de acţionarea pompelor şi ventilatoarelor. La motoarele de curent continuu prezenţa unei uşoare excitaţii serie se foloseşte pentru menţinerea turaţiei necesare la oscilaţii ale tensiunii reţelei. Condiţii grele de pornire sunt date de pompele şi compresoarele cu piston. La acestea cuplul de pornire poate depăşi de două ori valoarea nominală. Aceste condiţii grele sunt datorate creşterii frecărilor în perioada pornirii între pistoane, segmenţi, garnituri şi existenţei unui cuplu dinamic mare dat de inerţia maselor sistemului de acţionare. De aceea pentru pompe şi compresoare cu piston se folosesc motoarele asincrone cu alunecare mărită (bare înalte sau dublă colivie) care permit obţinerea unor cupluri de pornire mai mari. În funcţie de condiţiile de lucru ale mecanismului auxiliar, motorul electric se alege în execuţie protejată la picături, etanşă sau ermetică. În anexa 3. se dau caracteristicile tehnice ale unor tipuri de electromotoare folosite pentru acţionarea electrică a mecanismelor auxiliare. Serviciul de funcţionare al motoarelor electrice care acţionează pompele şi ventilatoarele este, în mod obişnuit, un serviciu continuu cu sarcină constantă.

416


Calculul puterii motorului electric de acţionare a pompelor şi ventilatoarelor. Puterea necesară pentru acţionare este în funcţie de debitul şi presiunea realizată şi se determină cu relaţia: P=

Q ⋅ γ (H st + ∆H ) [kW ] 10 3 η pompã

(8.6)

Q debitul pompei, m3/s; γ - greutatea specifică a lichidului, N/m3; Hst - presiunea statică, m; ∆H - pierderile de presiune în conducte şi rezistenţe locale, m; ηpompă - randamentul pompei (pentru pompe cu piston de la 0,5 la 0,8, pentru pompe centrifuge de la 0,4 la 0,75). Pierderile de presiune în conducte reprezintă: unde:

∆H = ∆H T + ∆H L

(8.7)

în care:

∆H T - pierderile în tubulatură; ∆H L - pierderi datorate rezistenţelor locale, coturi, vane, clapeţi ş.a. Pierderile în tubulaturi se determină cu formula:

∆H T = λ

l v2 ⋅ [m] d 2g

(8.8)

în care: λ - coeficient de frecare care poate fi considerat, cu aproximaţie, λ= 0,025; l şi d - lungimea şi diametrul conductei, m; v - viteza lichidului, m/s; g - acceleraţia gravitaţională, m/s2. În cazul în care secţiunea conductei este dreptunghiulară, în calculul relaţiei (8.8) se introduce diametrul secţiunii circulare echivalente, determinat cu relaţia:

d=

2ab a+b

(8.9)

în care a şi b sunt dimensiunile secţiunii dreptunghiulare. Pierderile locale se calculează pe baza stabilirii unor lungimi de tubulatură liniară echivalentă cu pierderile locale. În urma calculelor efectuate s-au stabilit lungimile echivalente pierderilor locale prezentate în tabelul 8.1..

417


Tabel 8.1. Diametrul tubulaturii [mm] 50 76 100 150 254 303

lechiv robinet 1,0 1,5 2,0 3,0 5,1 6,0

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

lechiv clapet 0,5 0,8 1,2 1,9 4,1 5,2

lechiv valvulă 10,0 17,0 25,0 45,0 95,0 115,0

lechiv valvulă în unghi 5 8 12 20 40 50

Cunoscând alcătuirea reţelei de conducte alimentată de pompă, se determină lungimea echivalentă pentru toate rezistenţele locale şi se calculează pierderile locale cu formula:

∆H L

∑l =λ

echiv

d

v2 ⋅ 2g

(8.10)

Din relaţiile (8.7), (8.8), şi (8.10) rezultă că valoarea pierderilor totale este:

λ v2 (l + ∑ lechiv ) ∆H = ⋅ d 2g

(8.11)

iar presiunea totală a pompei se calculează cu relaţia:

λ v2 H = H st + ∆H = H st + (l + ∑ l echiv ) ⋅ d 2g

(8.12)

Înlocuind în relaţia (8.12) viteza în funcţie de debit:

v=

Q A

se obţine:

λ Q2 H = H st + (l + ∑ l echiv ) ⋅ d 2 g ⋅ A2

(8.13)

Pentru calculul puterii motorului electric sunt necesare ca date iniţiale: debitul Q, înălţimea Hst până la care trebuie urcată coloana de lichid şi viteza care se alege corespunzător cerinţelor registrului de clasificare. Dispunând de aceste date algoritmul de calcul constă în: − se calculează diametrul tubulaturii pentru debitul şi viteza dată, se stabileşte traseul de conducte şi se determină lungimea totală a acestora; − se stabilesc elementele care dau pierderile locale şi se calculează lungimea echivalentă a acestora; − se calculează pierderile în tubulaturi şi locale cu relaţia (8.12) sau (8.13) se determină înălţimea totală H;

418


− având cunoscute debitul Q şi înălţimea H, cu relaţia (8.6) se calculează puterea motorului electric. La alegerea motorului electric din catalog, puterea de calcul, obţinută cu relaţia (8.6), se majorează cu 10% pentru pompele cu piston şi cu 16% pentru pompele centrifuge. Această majorare este necesară întrucât turaţia de catalog a motorului este dată cu o precizie de ±5% şi în cazul în care viteza reală este mai mare cu 5%, datorită caracteristicilor pompei, puterea solicitată la axul motorului are o creştere importantă. Verificarea motorului electric ales, la încălzire, nu este necesară având în vedere că acesta lucrează în regim de lungă durată cu sarcină constantă, apropiată de valoarea nominală. În cazul folosirii pompelor cu mase mari de inerţie este necesar să se facă verificarea la încălzire numai pentru perioada de pornire. Încălzirea motorului în perioada de pornire se calculează cu relaţia:

τ = în care:

∆P ta Gcu c cu

(8.14)

∆P = I p2 R[W ] - puterea pierdută la pornire în cuprul înfăşurărilor; Gcu - greutatea cuprului înfăşurărilor; ccu = 390j/kg°C - capacitatea termică a cuprului; ta - durata regimului tranzitoriu de accelerare pe timpul pornirii. După unele înlocuiri şi transformări se obţine relaţia de calcul:

τ=

j n2 ⋅ i p2 150

ta

(8.15)

unde:

jn - densitatea de curent a cărei valoare pentru înfăşurările maşinilor electrice este în limitele 4 - 5A/mm2; ip = Ip/In - valoarea relativă a curentului de pornire. Motorul electric asigură regimul tranzitoriu de pornire dacă valoarea temperaturii τ nu depăşeşte 100°C. În caz contrar se va alege un motor cu putere mai mare, capabil să scurteze perioada de accelerare, ta. EXEMPLU DE CALCUL

Se cere să se aleagă un motor pentru o pompa de racire care are debitul nominal /h la o inaltime de pompare nominală .Pompa este verticală cu o singură treaptă şi este actionată direct de un motor cu turaţia (25rot/s).Caracteristicile pompei şi tubulaturii sunt date in figura 1.Mărimea presiunii statice este =5 m.Lungimea totală a tubulaturii este l=1oom.Pe tubulatură se gasesc :intrarea,şapte supape de trecere,două duze,un ventil de capăt si douăzeci şi patru de coturi.

419


Fig.1 Caracteristicile pompei si tubulaturii: 1-H=f(Q) la n= 2- =f(Q);3-H=f(Q);4-H=f(Q) la n=0,5 Determinarea caracteristicilor tubulaturii. Diarnetrul tubulaturii se alege conform regulilor de registru, astfel încât viteza lichidului să nu fie mai mică de 2 m/s.La viteza de 2,5 m/s. S= ; ; Lungimea echivalentă a tubulaturii lech se determină în ipoteza că pierderile la intrare sunt echivalente cu pierderile prin frecare într-o ţeavă. de 2 m; pierderile în robinetele de trecere -25 m; pierderile în duză -1,5 m; pierderile în coturi -0,8m;pierderile în ventilul de capăt - 12 m. Atunci lech = 2 + 7· 2,5 + 2∙ 1,2 + 24∙0,8 + 12≈210 m.Pe baza datelor obţinute se poate construi caracteristica tubulaturii ca urmatoarea expresie(λ=0,025). H= +0,0025∙ Dându-se diverse valori pentru Q ,se poate construi caracteristica tubulaturii(vezi fig.1,curba 3).Caracteristica tubulaturii se intersectează cu carcteristica pompei 1 în punctul A, corespunzator lui =35 m si =50 /h. Puterea motorului la este

420


Pm1 =

Q n H n ρ 10 −3 50 ⋅ 35 ⋅ 98 ⋅ 10 −3 = = 6 , 6 kw 3600η mnom 3600 ⋅ 0, 72

Reglarea debitului.Ţinând seama de condiţiile posibile de navigaţie, este necesar să se poată rega debitul pompei până la valoarea de 20 .Se vor vor compara ,de asemenea , cele 2 metode de reglare a debitului :prin opturarea si prin reglarea turaţiei motorului. În cazul reglării debitului prin opturare puterea se determină după curba 2 din fig. 1,pentru Q=20 (punctual A1):atunci Pierderile la reglarea prin opturare sunt ΔP= =3,8 kw, sunt înalţimile de pompare la Q=20 , Unde =40 m si determinate după caracteristica pompei 1 si a tubulaturii 3. Pentru determinarea puterii la axul motorului ,în cazul reglării debitului prin reglarea turaţiei(curba 4) ,se determină constanta k= cu coordonatele Q=20

si H=9,8 m ; k=

pentru punctul Punctul A2 se

gaseste pe parabola arătată punctat în fig.1 şi construită după următoarele date :Q=10,20,30,40; H=2,44 ; 9,8 ; 21 ; 39 . Din fig. 1 se vede că parabola intersectează curba 1(caracteristica pompei pentru n= ) în După curba 2 se stabileşte ,că punctul ,căruia îi corespunde Q=39 acestui debit ii corespunde puterea Pm 2 = 6 , 1kw (punctul ).Puterea este egală cu motorului la Q=20 = 6,1

=1,6 kw.

Deci puterea necesară la axul motorului ,în cazul reglării debitului prin variaţia turaţiei ,este mai mică decât cea obţinută la reglarea debitului prin opturare . Turaţia motorului necesară pentru obţinerea debitului impus este: =25∙ =13 rot/s n= În acest caz, se poate utiliza un motor asincron cu rotorul în scurtcircuit ,cu două trepte de turaţie şi astfel pierderile prin reglare vor fie egale cu 0.

421


Calculul puterii motoarelor electrice de acţionare a compresoarelor Compresoarele centrifugale, denumite şi turbo-compresoare, sunt folosite în general pentru realizarea unor debite mari de gaz la presiuni relative mici.Funcţionarea lor este asemănătoare cu cea a pompelor centrifugale şi a ventilatoarelor , ceea ce trebuie avut în vedere la rezolvarea problemelor de acţionare. Pentru realizarea unor presiuni mai ridicate se folosesc compresoarele cu piston cu compresiune în mai multe trepte.Acţionarea electreica a acestor compresoare ,la care nu se pune problema modificării vitezei ,se face cel mai frecvent prin maşini sincrone.Maşinile asincrone sunt folosite mai ales pentru acţionarea compresoarelor cu piston mici. Puterea teoretică necesară pentru realizarea compresiunii izotermice (pv=const) se calculează din expresia: = [kW], Iar pentru compresiunea politropă din expresia [kW], În care : este debitul efectiv de gaz aspirat , raportat la starea acestuia la aspiraţie , în -presiunea în recipientul de aspiraţie , în N/ ; -presiunea în recipientul de refulare , în N/ ; n – exponentul politropic (n=1,41 la compresiunea adiabatică a aerului). Puterea este minimă la compresiunea izotermă care practic nu se poate realiza. Puterea indicată a compresorului este mai mică decât cea teoretică ,datorită unor particularităţi constructive , rezultând randamentul indicat care are valoarea 0,62…0,75 pentru compresiunea izotermică şi 0,90…0,94 pentru compresiunea adiabatică . Puterea la arborele maşinii de acţionare se obţine împărţind puterea teoretică la randamnetul instalaţiei η= , unde =0,80…0,95 este randamentul mecanic al compresorului , iar =0,96…0,99 este randamentul transmisiei pentru cuplarea directă între maşină si compresor. Diagrama p-v a compresorului ,în cazul compresiunii adiabatice,se calculează din relaţia = =const, unde p0 şi v0 sunt presiunea şi volumul (cilindreea) corespunzătoare poziţiei iniţiale (punct mort superior) a pistonului ,iar p si v sunt valorile curente ale presiunii şi volumului pentru o poziţie oarecare a pistonului.

422


Diagrama indicată a compresorului se referă la variaţia presiunii p în funcţie de cursa s a pistonului şi se poate determina experimental sau se poate calcula din diagrama p-v având în vedere că s= , unde A este suprafaţa activă a pistonului ,Cursa s se măsoară din punctul mort superior ,inclusiv spaţiul mort. La compresoarele cu dublă acţiune asupra pistonului acţionează o presiune rezultantă obţinută prin însumarea algebrică a presiunilor exercitate de gaz pe cele două suprafeţe active ale pistonului. În tija pistonului şi la bielă ,în afară de forţa datorită presiunii gazului ,se transmite şi o forţă datorită frecărilor între piston şi cilindru ,între capul de cruce şi conducerea lui, precum şi o forţă de inerţie datorită maselor în mişcare alternativă de translaţie.Se obişnuieşte ca aceste forţe să se exprime tot prin presiuni raportate la suprafaţa activă a pistonului. Presiunea datorită frecarii se obţine în urma unor calcule relativ complicate Forţa de inerţie poate fi exprimată prin relaţia:     d r sin 2α   Fj = − m t rΩ  sin α +  2 dt 2l r 2  1 −   sin 2α   l   unde : este masa pieselor în mişcare alternativă de translaţie (piston, tija pistonului ,capul de cruce,biela); Ω-viteza unghiulară a manivelei; r-raza manivelei; l-lungimea bielei; -unghiul manivelei măsurat din punctul mort superior. Considerând expresia de sub radical aproximativ egală cu 1 ,efectuând derivarea şi împarţind la suprafaţa activă a pistonului ,rezultă presiunea datorită inerţiei =. Însumând presiunea rezultată a gzului cu presiunea de frecare şi cu presiunea de inerţie se obţine presiunea totală ;prin înmulţirea acesteia cu suprafaţa activă a pistonului se obţine forţa F din tija pistonului. Forţa tangentă la manivelă Ft şi cuplul Ms determinat de această forţă se calculează cu expresiile: r   Ft = F  sin α + sin 2α  respectiv, 2l  

423


=

(sin + sin2 )

entru < se poate neglija cel de-al doilea termen din paranteză ,obţinându-se expresia cuplului static rezistent raportat la arborele motorului electric sub forma: sin ,unde ν -raportul de transmisie între arborele manivelei şi motorul electric; η-randamentul transmisiei; La compresorul cu două sau mai multe trepte de compresiune cuplul total se obţine prin însumarea cuplurilor pentru fiecare treaptă,ţinand seama de unghiul la care sunt aşezate manivelele una faţă de alta. Exemplu de calcul Un compresor în 2 trepte (etaje) aspiră aer la temperatura şi comprimându-l la .Ştiind că debitul presiunea compresorului este de 500 m 3 / h ,să se calculeze: a) puterea necesară în cazul unei compresiuni politropice cu n=1,3 , ţinând seama de existenţa unui răcitor intermediar care reduce temperatura aerului după prima treaptă la C(caz limită); randamentul instalaţiei η=0,64; b) economia procentuală de putere faţă de cazul folosirii unui compresor într-o singură treaptă (fără răcitor intermediar); Rezolvare a)Ţinând seama că debitul este V1’=500 m 3 / h corespunzător la acesta se recalculează la temperatura si la presiunea =735 mm Hg=9,81 ∙ . Considerand relatiile : R νR , se obţine =554 Presiunea la sfârşitul primei trepte de compresiune se stabileşte în aşa fel încât lucrul mecanic să fie acelaşi pe ambele trepte de compresiune ,adică Ca urmare =4,57 ata. Lucrul mecanic de compresiune pe fiecare treaptă este =

9,81∙

081∙

424


=99

Puterea corespunzătoare pentru o treaptă este = =43,1 kW, Iar pentru ambele trepte =2∙43,1=86,2 kW. Lucrul mecanic necesar la compresiunea într-o singură treaptă , fără răcitor intermediar ,este =240345∙

Nm/h

La care corespunde puterea totală = =104 kW, Economia de putere la compresiunea în două trepte faţă de compresiunea într-o singură treaptă este La compresiunea într-o singură treaptă s-ar ceda în plus apei de răcire cantitatea de căldură Q= 3600=9780 kcal/h

8.4. Scheme electrice de comandă a acţionării pentru mecanismele auxiliare Particularităţile schemelor electrice de comandă a acţionărilor mecanismelor auxiliare sunt determinate de regimul lor de lucru. Pompele, ventilatoarele şi compresoarele navale au frecvenţă redusă de conectare, nu necesită reversare, frânare şi funcţionează de obicei fără reglarea turaţiei. Aceste particularităţi ale mecanismelor auxiliare simplifică schema electrică de comandă al cărui rol se reduce numai la pornirea, oprirea şi protecţia motorului electric.

Sisteme de comandă în curent alternativ În acţionările de curent alternativ pentru mecanismele auxiliare se întrebuinţează, în cele mai multe cazuri, motorul asincron cu rotorul în scurtcircuit. Cuplarea directă, procedeul cel mai larg utilizat, se aplică în toate cazurile în care puterea motorului electric nu depăşeşte 20% din puterea generatorului centralei electrice, Pm < 0 ,2 Pg . Atunci când puterea motorului electric este mai mare, Pm > 0 ,2 Pg , este necesar să se asigure limitarea curentului de pornire prin diferite procedee. Dintre acestea, la nave, cele mai utilizate sunt: Conectarea unor rezistenţe sau reactanţe în circuitul statorului pentru limitarea curenţilor de pornire prin reducerea tensiunii aplicate motorului în perioada de pornire. Reducerea tensiunii se realizează pe seama căderii de tensiune

425


pe rezistenţele sau reactanţele introduse în circuit, la pornire. Acest procedeu, relativ simplu şi puţin costisitor, conduce, în acelaşi timp şi la o reducere însemnată a cuplului de pornire. În cazul unor mecanisme auxiliare cu pornire în sarcină, reducerea cuplului de pornire reprezintă un dezavantaj important. Procedeul se aplică cu rezultate bune pentru mecanismele auxiliare cu caracteristica mecanică tip ventilator care nu necesită cupluri mari de pornire. După pornire, rezistenţele sau reactanţele se deconectează şi motorului i se aplică tensiunea nominală. Conectarea stea - triunghi a înfăşurării statorului. Procedeul se poate aplica numai la motoarele asincrone a căror înfăşurare statorică are conexiunea normală de lucru triunghi. Metoda este simplă şi se aplică pentru mecanisme auxiliare cu porniri rare deoarece trecerea bruscă de la stea la triunghi duce la creşterea curentului de pornire de 5 - 6 ori şi ca rezultat apar şocuri mecanice bruşte care pot avea o influenţă negativă asupra acţionării pe parcursul unei exploatări îndelungate. Conectarea unor rezistenţe în circuitul rotorului se foloseşte în cazul motoarelor asincrone cu rotor bobinat. Astfel de motoare sunt întâlnite rar la nave şi de obicei se folosesc în cazul în care mecanismul executor solicită şi reglarea vitezei. Folosirea aututransformatorului pentru pornire este o soluţie tehnică foarte bună care permite reducerea curentului de pornire, menţinând în acelaşi timp o valoare ridicată a cuplului de pornire, spre deosebire de celelalte procedee de reducere a tensiunii aplicate la pornire. În general treapta de reducere a tensiunii este 0,55 ÷ 0,65U n sau 0,8Un. Dezavantajul acestui sistem comparativ cu celelalte constă în creşterea dimensiunilor, masei şi preţului de cost. Schemele electrice de comandă a acţionării mecanismelor auxiliare pentru instalaţiile de forţă şi sistemele navale, în funcţie de importanţa acestora, trebuie să asigure: - siguranţă în funcţionare şi deservire simplă; - pornire uşoară; - posibilitatea comenzii locale, de la distanţă şi automatizarea pornirii în funcţie de regimul de lucru al instalaţiilor din care fac parte mecanismele auxiliare; - economie în funcţionare la regimul nominal şi la reglarea vitezei; - reglarea comodă a vitezei pentru mecanismele care necesită această reglare. Deoarece grupul mecanismelor auxiliare este cel mai numeros pe navă acesta poate fi împărţit pe subgrupe care folosesc aceeaşi schema de comandă a acţionării electrice. Pentru exemplificare se prezintă, pe tipuri de pornitoare magnetice şi destinaţii schemele electrice de comandă a mecanismelor auxiliare de la o navă de transport cu deplasament 2000 tdw. În figura 8.7. este prezentată schema de comandă cel mai frecvent utilizată. Numărul mecanismelor auxiliare pentru care se foloseşte această schemă este mult mai mare decât cele menţionate în tabelul din schemă pentru exemplificare. Pornirea motorului electric se face prin butoane de la postul local, bh, montat în

426


apropierea mecanismului antrenat. Protecţia motorului la suprasarcină este realizată cu relee termice, et, iar la scurtcircuit cu siguranţe fuzibile. Schema de comandă se alimentează de la un transformator coborâtor de tensiune 380 24V prin întrerupătorul a1. Funcţionarea schemei este simplă şi nu necesită alte explicaţii. În schema de montaj prezentată în figură se observă că elementele schemei: contactor, relee termice, siguranţe, transformator, întrerupător de separare, a, sunt montate într-un sertar sau tablou numit pornitor magnetic. Pornitorul magnetic este alimentat de la reţea şi de la el pleacă un cablu pentru motorul electric şi altul pentru postul de comandă locală care conţine lampa de semnalizare a funcţionării motorului electric şi butoanele pentru comanda pornirii şi opririi acestuia. Pentru puteri diferite ale motoarelor electrice care folosesc acest tip de schemă de comandă, aparatajul electric se alege corespunzător. Schema electrică de comandă a pompelor submersibile este prezentată în figura 8.8. Conectarea motorului electric la sistemul de alimentare şi comandă se face prin prize cu întrerupător. Întrerupătorul automat a1 asigură protecţia la suprasarcină şi scurtcircuite. Conectarea se face manual iar deconectarea automat ca urmare a acţiunii protecţiei. Pornirea şi oprirea pompei este realizată de contactorul C comandat prin butoane de la un post local, bh. Elementele schemei de comandă alcătuiesc pornitorul magnetic de tip P2. În figura 8.9. este prezentată schema de comandă pentru compresoare şi pompe care alimentează hidrofoare. Alimentarea de la reţea se face prin întrerupătorul automat a, care asigură protecţia la suprasarcină şi scurtcircuit. Funcţionarea acestor mecanisme poate fi în regim manual sau automat. Alegerea regimului de funcţionare se face prin punerea comutatorului b1 pe una din poziţiile I - manual sau II - automat. În regim manual comanda pornirii şi opririi se face cu butoanele de comandă b2 şi b3. Pentru regimul automat comenzile de pornire şi oprire se dau de către traductoarele de presiune f. Traductorul de presiune minimă are rolul butonului de pornire. La atingerea valorii minime se închide contactul de presiune minimă şi este pornit motorul electric de acţionare, de exemplu, al pompei de alimentare a hidroforului. Când presiunea hidroforului ajunge la limita maximă traductorul de presiune maximă, care are un rol similar cu butonul de oprire, comandă oprirea pompei de alimentare. În hidrofoare sau în buteliile de aer, la funcţionarea în regim automat, se menţine presiunea între o valoare minimă şi o valoare maximă. De regulă se lasă un domeniu mai larg între valorile de minim şi maxim pentru a nu avea porniri şi opriri cu frecvenţă mare a pompelor sau compresoarelor. Funcţionarea pompelor sau compresoarelor este semnalizată de lampa de semnalizare de la postul local de comandă, bh. Pentru compresoarele de aer destinate lansării motoarelor principale se montează suplimentar a doua lampă de semnalizare în PSCM (post de supraveghere şi comandă maşini) având în vedere importanţa existenţei aerului de lansare pentru siguranţa navei.

427


Aprinderea într-un anumit ritm a lămpii de semnalizare în PSCM indică funcţionarea normală a instalaţiei de aer. Micşorarea duratei între aprinderile succesive indică faptul că pe instalaţia de aer sunt scăpări şi trebuie să se intervină pentru depistarea şi eliminarea acestora. De asemenea, neaprinderea lămpii o durată mai mare de timp poate indica o defecţiune în funcţionarea compresorului şi de asemenea trebuie să se intervină.

428


Fig. 8.7. Schema electrică de comandă pentru pompe şi ventilatoare de utilizări generale

429


Fig. 8.8. Schema electrică de comandă pentru pompe submersibile

430


Fig. 8.9. Schema electrică de comandă pentru compresoare de aer şi pompe care alimentează hidrofoare

431


Fig. 8.10. Scheme electrice de comandă pentru vinciuri electromanuale: a. vinci grui bărci de salvare; b. vinci pentru transfer containere

432


Fig. 8.11. Scheme electrice de comandă pentru agregate care fac parte din instalaţii cu funcţionare automată: a. filtroventilaţie; b. caldarină

433


Fig. 8.12. Schema electrică a tabloului secundar de distribuţie forţă

434


Schemele electrice de comandă pentru vinciurile electromanuale sunt prezentate în figura 8.10. Aceste mecanisme, deşi nu fac parte din categoria mecanismelor auxiliare, sunt prezentate împreună cu acestea întrucât folosesc pentru comandă pornitoare magnetice de tipuri similare. Funcţionarea vinciului pentru gruiul bărcii de salvare se comandă manual prin butonul b1. Mişcarea durează cât timp se ţine apăsat butonul. Acţionarea electrică este folosită numai la ridicarea bărcii, coborârea fiind efectuată sub acţiunea greutăţii proprii. Cuplarea cu mecanismul de acţionare se face printr-un ambreiaj cu fricţiune care permite prin apăsarea manuală a unei pârghii să se schimbe raportul de transmisie şi să se obţină pe această cale modificarea vitezei la ridicarea şi la coborârea bărcii. Acelaşi tip de vinci electromanual este folosit şi pentru ridicarea scării de bord. Pentru limitarea mişcării şi interzicerea funcţionării acţionării electrice, atunci când se intenţionează să se execute manual ridicarea bărcii, în schemă sunt prevăzute limitatoarele de cursă b2, b3, b4. Schema de comandă a vinciului pentru transfer containere,spre deosebire de cazul precedent, permite funcţionarea motorului electric în ambele sensuri. În acest scop sunt folosite contactoarele C1, C2 şi butoanele b1, b2, iar b3 este contactul limitatorului de cursă. În figura 8.11. sunt prezentate schemele electrice de comandă pentru agregate care fac parte din instalaţii cu funcţionare automată. În cazul filtroventilaţiei comutatorul b1 permite alegerea regimurilor: I - manual, 0 - stop, II - automat. La comanda automată, prin contactul b4 se asigură pornirea şi oprirea ventilatoarelor. Acest contact aparţine instalaţiei ce funcţionează automat şi conectarea sau deconectarea lui se face în funcţie de parametrii reglaţi. În al doilea caz, funcţionarea motorului electric de antrenare a pompei de alimentare a caldarinei este comandată de instalaţia de automatizare a caldarinei. Intervenţia manuală nu este posibilă decât tot prin sistemul de comandă automată. De asemenea o serie de contacte auxiliare ale contactorului C sunt folosite în instalaţia de automatizare a caldarinei pentru semnalizări sau condiţionări în funcţionarea altor elemente din compunerea schemei. La nave, pentru a simplifica schema de distribuţie a energiei electrice necesară alimentării grupului mare de mecanisme auxiliare, acestea se grupează pe zone şi pornitoarele magnetice pentru mecanismele auxiliare dintr-o zonă sunt montate într-un tablou de forţă. În figura 8.12. este prezentată schema monofilară a unui tablou secundar de forţă. Acest tablou este alimentat din tabloul principal de distribuţie şi conţine pornitoarele magnetice pentru mecanismele auxiliare din zona în care este instalat. În acest fel se obţine scurtarea reţelelor de cabluri şi micşorarea numărului consumatorilor racordaţi la tabloul principal de distribuţie. De asemenea, la constituirea tablourilor secundare de forţă se are în vedere pe cât

435


este posibil, ca acestea să conţină consumatori de acelaşi fel: pompe, ventilatoare sau compresoare. În schemele electrice, prezentate in figurile 8.7 ….8.12 pornirea motorului asincron in scurtcircuit se realizeaza prin cuplarea directă la reţeaua navei. Sistemul de pornire prin cuplare directă este cel mai simplu şi ca urmare este cel mai utilizat pentru mecanismele auxiliare la care puterea motorului electric de acţionare este mică comparativ cu puterea generatorului din centrala electrică a navei. În cazul navelor la care pentru unele mecanisme auxiliare puterea motorului electric de acţionare depăşeşte 20% din puterea generatorului (pompa de incendiu, compresoare, s.a). Se folosesc scheme electrice care permit reducerea curentului de pornire. Procedeele folosite sunt: conectarea unor rezistente sau reactante în circuitul statorului, conectarea stea-triunghi, folosirea autotransformatoarelor pentru pornire. Dintre acestea, la nave procedeele întâlnite frecvent sunt primele doua. Folosirea autotransformatorului, soluţie tehnică foarte bună, este mai rar utilizată întrucât conduce la creşterea dimensiunilor, masei şi preţului de cost. Schema de pornire prin conectarea stea-triunghi a înfăşurărilor statorului este prezentata in fig.8.13. Elementele componente ale schemei din fig. 8.13 sunt: m-motor asincron cu rotorul în scurtcircuit C1-contactor de linie C2-contactor pentru conectarea înfăşurării statorului în stea C3-contactorul pentru conectarea înfăşurării în triunghi d1,d2-relee de timp cu temporizare la revenire et1,et2-relee termice de protecţie maximală b1,b2-butoane pentru comanda locală b3,b4-butoane pentru comanda de la distanţă La aplicarea tensiunii de alimentare sunt conectate releele d1, d2, se închid contactele d1 (2-4), d2 (2-4) şi schema este pregatită pentru funcţionare. Motorul electric este în repaus. Pentru pornire se apasă pe butonul b1(b3 în cazul pornirii de la distanţă). Este alimentată bobina contactorului C2 şi prin contactul C2 (2-4) este alimentat şi contactorul C1. Se închid contactele principale ale contactoarelor C1 C2 şi motorul porneste cu înfăşurările conectate în stea.În acelasi timp se deschid contactele C1 (3-5), C1 (7-9) şi se întrerupe în primul moment alimentarea releului d1 După expirarea timpului de întârziere al releului d1 se deschide contactul d1 (2-4) si se întrerupe alimentarea releului d2 cu întârziere, se deschide contactul d2 (2-4) din circuitul contactorului C2. Se întrerupe alimentarea contactorului C2 şi prin închiderea contactului C2 ( 3-5) este alimentat contactorul C3. Ca urmare se întrerupe conexiunea stea şi se realizează conectarea înfăşurărilor statorului în

436


triunghi. Aprinderea lămpilor de semnalizare h1,h2 semnalizează, local şi la distanţă, terminarea procesului tranzitoriu de pornire. Pentru oprire se apasă pe butonul b2 (b4 în cazul opririi de la distanţă) se întrerupe alimentarea schemei de comandă şi motorul electric se opreşte. La încetarea apăsării pe butonul de oprire schema de comandă revine la situaţia iniţială fiind pregatită pentru o nouă pornire. Releele termice et1, et2 asigură protecţia maximală de curent La apariţia suprasarcinii cu întârziere, se deschid contactele releelor şi se întrerupe funcţionarea motorului.

437


Fig. 8.13 Schema de pornire automata cu reducerea curentului de pornire prin conectarea stea-triunghi .



Motoare asincrone trifazate cu rotorul în scurtcircuit cu dublă şi triplă comutaţie de poli, cu frână electromagnetică, destinate acţionării instalaţiilor de ancorare şi legare , de fabricaţie românească

tipul de motor

numărul de poli

puterea nominală[kW]

turaţia sincronă [rot/min]

serviciul nominal

 %

Mp cos ϕ

Mn

M min Mn

M max Mn

Ip In

turaţia [rot/min]

ANEXA 1.1

J max. [kg⋅m2]

Mf max. [N.m]

Frâna puterea absorbită masa [kg] [W]

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

16

ASFN-

8

0,8

750

S2-30min

60

0,53

1,5-3

≥1,5

2-3

6

600

0,157

25

30

35

112-8/4

4

1,8

1500

S2-30min

64

0,66

1,4-3

≥1,5

2-3

6

1200

ASFN-

8

1,25

750

S2-30min

70

0,66

1,5-3

≥1,5

2-3

6

615

0,2

40

30

125

132S-8/4

4

2,5

1500

S2-30min

72

0,60

1,5-3

≥1,5

2-3

6

1230 0,25

60

50

150

0,30

100

66

0,8

200

100

400

1,25

400

170

480

1,575

400

170

550

2,5

800

215

800

4

800

215

800

800

215

900

ASFN-

8

2

750

S2-30min

70

0,60

1,5-3

≥1,5

2-3

6

630

132M-8/4

4

4

1500

S2-30min

72

0,66

1,5-3

≥1,5

2-3

6

1260

ASFN-

8

3,2

750

S2-30min

70

0,63

1,5-3

≥1,5

2-3

6

600

160L-8/4

4

6,3

1500

S2-30min

60

0,70

1,5-3

≥1,5

2-3

6

1200

ASFN-

16

4

375

S2-5min

45

0,30

1,5-3

≥1,5

2-3

4

285

200L-

8

8

750

S2-30min

74

0,64

1,5-3

≥1,5

2-3

6

660

16/8/4

4

8

1500

S2-10min

76

0,82

1,5-3

≥1,2

≥1,6

6

1335

ASFN-

16

6,3

375

S2-5min

48

0,32

1,5-3

≥1,5

2-3

4

300

225M-

8

12,5

750

S2-30min

76

0,66

1,5-3

≥1,5

2-3

6

670

16/8/4

4

12,5

1500

S2-10min

78

0,84

1,4-2

≥1,2

≥1,6

6

1350

ASFN-

16

8

375

S2-5min

48

0,32

1,5-3

≥1,5

2-3

4

300

225M-

8

16

750

S2-30min

76

0,66

1,5-3

≥1,5

2-3

6

670

16/8/4

4

16

1500

S2-10min

78

0,84

1,4-2

≥1,2

≥1,6

6

1350

ASFN-

16

12,5

375

S2-5min

50

0,34

1,5-3,5

≥1,5

2-3,5

4

312

250M-

8

25

750

S2-30min

78

0,65

1,5-3,5

≥1,5

2-3,5

6

680

16/8/4

4

25

1500

S2-30min

80

0,80

1,5-3,5

≥1,5

≥1,6

6

1365

ASFN-

16

16

375

S2-5min

53

0,36

1,5-3

≥1,5

2-3

4

325

280M-

8

32

750

S2-30min

80

0,70

1,5-3

≥1,5

2-3

6

690

16/8/4

4

32

1500

S2-10min

82

0,88

1,4-2

≥1,2

≥1,6

6

1380

ASFN-

16

20

375

S2-5min

53

0,36

1,5-3

≥1,5

2-3

4

325

280M-

8

40

750

S2-30min

80

0,70

1,5-3

≥1,5

2-3

6

690

16/8/4

4

40

1500

S2-10min

82

0,88

1,4-2

≥1,2

≥1,6

6

1380

Caracteristicile tehnice ale motoarelor asincrone cu două şi cu trei viteze din seria MAΠ folosite pentru acţionarea mecanismelor de ancorare şi legare


ANEXA 1.2.

Tipul electromotorului

Numărul de poli

Puterea [kW]

Regim de lucru [minute]

Turaţia [rot/min]

Curentul de linie [A] 220V

380V

cos ϕ

Momentul maxim [kgf⋅ m]

Momentul de pornire [kgf⋅ m]

Curentul de pornire [A] 220V

380V

Timpul admis de staţ. sub curent [s]

Momentul de inerţie [kg . m2]

fără frână

cu frână

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

11

12

13

14

15

MAΠ

4

2,2

30

1365

9,7

5,6

0,80

3,9

3,5

41,5

24,0

20

0,12

0,16

122-4/8

8

1,5

15

595

9,2

5,3

0,75

4,3

4,3

21,6

12,5

30

MAΠ

4

3,6

30

1390

15,6

9,0

0,84

6,4

5,8

73,0

42,0

30

0,19

0,24

221-4/8

8

2,5

30

640

18,1

10,5

0,62

9,3

8,9

45,0

26,0

45 0,50

0,70

0,80

1,0

2,3

2,9

2,3

2,9

2,3

2,9

4,45

5,45

5,5

6,5

MAΠ

4

7,0

30

1400

26,8

15,5

0,84

14,5

13,0

165,0

95,0

30

421-4/8

8

5,6

30

650

31,0

17,9

0,72

20,0

20,0

97,0

56,0

40

MAΠ

4

12

30

1390

42,5

24,5

0,90

22,0

20,0

215,0

142,0

30

422-4/8

8

8

30

645

37,5

21,6

0,78

30,0

29,0

130,0

75,0

45

MAΠ

4

20

30

1275

71,0

41,0

0,94

25,0

23,0

225,0

130,0

60

521-4/16

16

5

15

310

47,0

27,0

0,55

39,0

39,0

99,0

57,0

60

MAΠ

4

28

30

1360

93,0

54,0

0,94

50,0

43,0

465,0

270,0

15

521-4/16

16

5

15

310

47,0

27,0

0,55

39,0

39,0

99,0

57,0

60

MAΠ

8

15

30

675

71,0

41,0

0,72

58,0

52,0

260,0

150,0

50

521-8/16

16

5

15

310

47

27,0

0,55

39,0

39,0

99,0

57,0

60

MAΠ

8

22,0

30

690

98,0

56,5

0,75

80,0

76,0

460,0

265,0

50

621-8/16

16

10,0

15

295

67,5

39,0

0,65

64,0

64,0

147,0

85,0

30

MAΠ

8

30,0

30

690

139,0

77,0

0,73

112,0

100,0

625,0

360,0

50

622-8/16

16

12,0

15

295

76

44,0

0,65

75,0

75,0

173,0

100,0

30


MAΠ

4

15

30

1410

52,7

30,5

0,90

34,0

30,0

346,0

200,0

20

521-

8

15

30

650

69,2

40,0

0,79

50,0

50,0

230,0

133,0

50

-4/8/16

16

4,2

10

310

36,3

21,0

0,63

27,0

27,0

73,0

42,5

30

MAΠ

4

22

30

1440

75,0

43,0

0,90

60

45,0

675,0

390,0

15

621-

8

22

30

685

100,0

58,0

0,73

80

75,0

415,0

240,0

50

- 4/8/16

16

7

10

340

69,0

40,0

0,52

55

55,0

156,0

90,0

30

MAΠ

4

28

30

1445

100,0

58,0

0,86

90,0

80,0

970,0

560,0

15

622-

8

30

30

690

145,0

84,0

0,68

125,0

115,0

622,0

360,0

45

- 4/8/16

16

10

10

315

81,5

47,0

0,59

70,0

70,0

190,0

110,0

30

MAΠ

4

60

30

1420

-

113,0

0,93

130,0

105,0

-

730,0

15

722-

8

65

30

700

-

134,0

0,78

200,0

170,0

-

650,0

40

- 4/8/16

16

18

10

300

-

68,0

0,74

98,0

90,0

-

150,0

30


2,3

2,9

4,45

5,45

5,5

6,5

14,5

15,5

ANEXA 1.3 Motoare asincrone navale cu rotor în scurtcircuit produse de firma Rade Koncar - Iugoslavia

Tipul motorului

ABZd-31716/8/4 ABZd-36316/8/4 ABZd-36516/8/4 ABZd-36716/8/4

16 POLI VINCI ANCORA

CABESTAN

CONEXIUNE “Y”-2min

CONEXIUNE “∆”-5min

MP

PN IP [KW] [A]

nN MP  rot  [Nm]    min 

nN PN IP PN  rot  [KW] [A] [KW]    min 

FRÂNĂ CONEXIUNE “Y”10min nN IN IP MN MP P IP  rot  Tip cosρ N [A] [A] [Nm] [Nm] [KW] [A]    min

nN  rot  [Nm]    min  380 ; 50 Hz

8 POLI

4 POLI

CONEXIUNE “YY”-30min

200

320

3,2

52

270

345

3,5

56 8

720

25 88 108

300

0.59 8

72

1460

300

320

5

70

400

345

5,3

74 12

720

35 110 162

400

0,65 12

88

1460

450

320

7

105

600

345

7,5

108 17

720

49 180 230

610

0,64 17

135

1460

530

320

9,5

130

700

345

10,5

130 24

720

66 200 325

800

0,65 24

180

1460


Mf [Nm]

2EKE 25-S 250 2EKE 63630 2S 2EKE 63630 2S 2EKE 63630 2S

ABZd-40516/8/4 ABZd-40716/8/4 ABZd-45516/8/4 ABZd-52516/8/4

800

320

12,5

192

1080 345

14

192 32

725

84 308 430

1080 0,69 32

232

1465

940

325

16,5

219

1260 350

18

222 42

725

107 365 565

1300 0,7 42

330

1465

1500 325

22,5

330

2000 350

25

250 55

725

150 586 740

1900 0,65 55

400

1465

1800 325

27

400

2400 350

30

400 70

725

208 700 940

2420 0,6 70

625

1470

ABZd-5272250 325 16/8/4

34

522

3000 350

38

535 85

725

240 920 1140 2900 0,62 85

750

1470

2EKE 2S 2EKE 2S 2EKE 2S 2EKE 2S 2EKE 2S

636363100100-

630 630 630 1000 1000

ANEXA 2.1. Motoare asincrone navale în scurtcircuit fabricate în Rusia Tipul motorului MAΠ 621- 4/8/24 MAΠ 611- 4/8/24 MAΠ 622-6/12/24 MAΠ 612-6/12/24 MAΠ 622- 4/8/24 MAΠ 612- 4/8/24

Nr. de Serviciul de PN poli funcţionare [KW]

nN [rot/min]

UN [V]

IN [A]

IP [A]

ηN [%]

cosρ

4 8 24 6 12 24 4 8 24

1400 695 190 910 425 200 1375 685 200

380 380 380 380 380 380 380 380 380

59 38,5 28 70 59 51 78 51 39

300 175 42 340 150 75 410 220 60

83 80 33 79 86 34 90 87 37

0,95 0,74 0,52 0,88 0,62 0,44 0,94 0,74 0,47

S3 – 40% S3 – 40% S3 – 25% S3 – 40% S3 – 25% S3 – 25% S3 – 40% S3 – 40% S3 – 25%

30 15 3,2 32 16 5 44 25 4.5


Mmax MP [Nm] [Nm] 500 550 330 850 700 600 700 700 500

400 480 330 730 680 600 580 600 500

GD2 [Nm2]

Frâna Tip

MF [Nm]

70

TMT 62 TMT 6

450

70

TMT 62 TMT 6

450

70

TMT 62 TMT 6

450

Schema de conexiuni Y Y Y Y Y Y Y Y Y

MAΠ 622- 4/6/12 MAΠ 612- 4/6/12 MAΠ 111- 4/8

4 6 12 4 8

S3 – 40% S3 – 25% S3 – 25% S3 – 40% S3 – 15%

55 40 20 1,3 0,8

1370 890 430 1365 645

380 380 380 380 380

105 87 70 3,6 3,9

570 350 210 15 8,4

84 79 70 69 48

0,94 0,88 0,62 0,79 0,65

900 830 1100 26 25

750 720 1050 22 25

70 1,2

TMT 62 TMT 6 TMT 1

450 30

Y Y Y Y Y

Anexa 2.2

Tipul motorului

Nr. de Serviciul de PN nN poli funcţionare [KW] [rot/min]

MAΠ 112 - 4/12 4 12 MAΠ 211 - 4/12 4 12 MAΠ 311 - 4/12 4 12 MAΠ 511 - 4/16 4 16 MAΠ 411 - 6/12 6 12

S3 – 40% S3 – 15% S3 – 40% S3 – 15% S3 – 40% S3 – 15% S3 – 40% S3 – 15% S3 – 25% S3 – 15%

2,2 0,7 3,6 1,3 6 2,5 13 3,5 9,5 5

1355 355 1380 405 1400 380 1385 285 920 385

UN [V]

IN [A]

IP ηN cosρ [A] [%]

Mmax [Nm]

MP [Nm]

380 380 380 380 380 380 380 380 380 380

5,3 4,8 8,4 7 13,2 11,5 24,5 15,5 22,5 17,5

23 7,3 40 13 86 23 130 30 115 38

39 37 64 59 145 135 250 235 290 220

35 37 58 58 130 135 230 235 280 220


74 37 77 48 80 50 85 52 78 57

0,84 0,60 0,84 0,58 0,85 0,65 0,94 0,66 0,81 0,77

GD2 [Nm2] 1,8 2,6

Frâna Tip

MF [Nm]

TMT 1

30

TMT 2

40

5,7

TMT 3

60

29

TMT 5

300

14,5

TMT 4

120

Schema de conexiuni Y Y Y Y Y Y Y Y Y Y

Anexa 3. Caracteristicile tehnice ale motoarelor asincrone cu rotor în scurtcircuit în execuţie protejată la picături Tip P n Curent [A] Ip/In Mp/Mn cosϕ η [kW] rot/min 220V 380V % AOM31-4

1,0

1390

5,45

3,15

68

0,71

4

1,9

AOM32-4

1,5

1390

7,62

4,40

70

0,74

4

1,9

AOM41-4

2,2

1420

9,75

5,63

75

0,79

4,7

1,5

AOM42-4

3,2

1410

13,15

7,60

78

0,82

5,5

1,9

AM51-4

4,5

1420

18,5

10,7

78

0,82

5,0

1,4

AM52-4

6

1425

23,2

13,4

82

0,83

5,3

1,4

AM61-4

8

1420

29,8

17,2

84

0,85

5,3

1,4

AM62-4

11

1415

41,5

24,1

84

0,83

6,1

1,7

AM71-4

14

1430

51,4

31,4

84,5

0,80

5,0

1,4

AM72-4

19

1430

67,5

39

86

0,86

5,0

1,4

AM81-4

25

1435

84

48,5

88

0,89

5,1

1,4

AM82-4

32

1440

109,5

63,3

88

0,87

5,2

1,5

AM91-4

42

1440

155

89,5

87

0,82

5,2

1,5

AM92-4

55

1440

201

116

87,5

0,82

5,3

1,5

AOM31-2

1,5

2855

6,44

3,72

72

0,85

5

1,6


Caracteristicile tehnice ale motoarelor asincrone cu rotor în scurtcircuit în execuţie protejată la picături Tip P n Curent [A] Ip/In Mp/Mn cosϕ η [kW]

rot/min

220V

380V

%

AOM32-2

2,2

2850

8,64

5,0

76

0,88

5,5

AOM41-2

3,2

2870

12,7

7,33

79

0,84

6

1,7

AOM42-2

4,5

2870

16,40

9,47

82

0,88

6,8

1,8

AM51-2

6

2900

21,3

12,4

83

0,89

6,6

1,5

AM52-2

8

2850

27,8

12,1

84

0,9

7,0

1,8

AM61-2

11

2900

38,3

22,4

84,5

0,88

6,3

1,6

AM62-2

14

2850

48,9

28,3

83,5

0,9

6,0

1,4

AM71-2

19

2900

65,2

37,7

86

0,89

5,8

1,4

AM72-2

25

2900

85

49,1

85

0,9

5,8

1,4

AM81-2

35

2854

125,5

72,5

87

0,84

4,7

1,2

AM82-2

42

2890

148

85,5

88,8

0,84

5,5

1,4

AM91-2

55

2895

209

120

85,5

0,81

4,5

1,4

AM92-2

73

2895

265

153

87

0,83

5,0

1,5


1,9

BIBLIOGRAFIE 1. Abbos M., Novotny D.

The Stator Voltage-Controlled Source Inverter Induction Motor Drive, IEEE 3/1982

2. Alexa D., Hrubaru O.

Aplicaţii ale convertoarelor statice de putere, Editura Tehnică, Bucureşti, 1989

3. Alexa D., Micu D.

Invertoare şi redresoare cu parametrii energetici ridicaţi, Editura Tehnică, Bucureşti, 1986

4. Ambros T. Maşini electrice, Editura Universitas, Chişinău, 1992 5. Appelton A.D. ş.a. Superconducting Machines and Devices-Large Systems Applications, Edited by S. Foner & B.B.Schwartz, Cambridge, Massachusetts, 1973 6. Atanasiu Ghe. Maşini electrice, Litografia U.T.Timişoara, vol.1 1994 7. Atanasiu Ghe., Transformatorul electric. Construcţie şi proiectare, Soran I. Litografia U.T.Timişoara, 1971 8. Babescu M. 9. Bâlă C. , Ţogiu L., Covrig M. 10. Barret Ph. 11. Biro K., Viorel I.A. 12. Boldea I. 13. Boldea I., Atanasiu Gh. 14. Boţan N.V. 15. Braşovan M

Maşini electrice, Probleme I,II Timişoara 1991- 1992. Maşini electrice,probleme, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1974 Regimes transitoires des machines tournantes electriques, Edidure Eyrolles, Paris, 1982 On the Syncronous Machine Dynamic Behaviour Modelling, Proceedings of ICEM, 1994, vol. II Transformatoare şi maşini electrice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1994 Analiza unitară a maşinilor electrice, Editura Academiei, Bucureşti, 1983 Reglarea vitezei sistemelor de acţionare electrică, Editura Tehnică, Bucureşti, 1974 Acţionări electromecanice, Editura Didactica şi Pedaogica, Bucureşti, 1967


16. Braşovan M. ş.a. Acţionări electrice - aplicaţii industriale, Editura Tehnică, Bucureşti, 1977 17. Căluianu D. ş.a. Instalaţii electrice la bordul navei, Editura Tehnică, Bucureşti, 1991 18. Câmpeanu A. Maşini electrice - probleme fundamentale, Editura Scrisul Românesc Craiova, 1988 19. Cecunov C.A. Sudovîie Electroprivodi I Electrodvijenie Sudov – Isdatelstvo Sudostrodenie, Leningrad 1976 20. Centea O., Novac Maşini electrice – Probleme, Litografia I.P., Timişoara, 1957 I. 21. Cioc, Bichir, Maşini electrice - Îndrumar de proiectare, Vol.II, Cristea Editura Scrisul Românesc, Craiova, 1975 22. Dade T.B. Advanced Electric Propulsion Power Generation and Power Distribution, Naval Engineers Jurnal, March 1994, pag.83-92 Parametrii maşinilor electrice de curent alternativ, 23. Davidovici I. Editura Tehnică, Bucureşti, 1968 Bazele electrotehnicii, Litografia I.P. Timişoara, 24. De Sabata I. 1974 25. Dhers J. Vitesse variable des machines a induction structure des convertisseurs et commande vectorielle, R.G.E. nr.5/05.92 Equalized Juction is the Key in Paralleled I.G.B.T. 26. Donald A. Reliability, International Rectifier, El Segundo, California, P.C.I.M., 11.1994 27. Dordea T. Proiectarea şi construcţia maşinilor electrice, Litografia I.P. Timişoara, 1981 Maşini electrice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1977 29. DOYLE T.J., ş.a. Propulsion Powers Electric Guns.A Comparision of Power System Architectures, Naval Engineers Jurnal, 05.1992, pag.65-73 30. Drăgănescu O. Încercările maşinilor electrice rotative, Editura Tehnică Bucureşti, 1987 31. Feete M. Modeling of Synchronous Machines for Stability Studies, Univ. of Paderborn, Dept. of El. Eng. /1995 32. Fransua Al. Maşini şi sisteme de acţionări electrice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1978 33. Fransua Al., Saal Acţionări electrice, Editura Didactică şi pedagogică, C., Ţopa I., Bucureşti, 1975 28. Dordea T.


34. Freidzon I.R.

Acţionarea electrică a mecanismelor navale, Editura Tehnică, Bucureşti, 1979 35. Galan N. Consideraţii privind teoria modernă a maşinii asincrone trifazate, Electrotehnica nr.8, 1990 36. Gheorghiu S, Masini si sisteme se actionari electrice navale, Editura Panait C Academei Romane, Bucuresti 2004 37. Gheorghiu S. Maşini şi acţionări electrice, Editura Academiei Navale “Mircea cel Bătrân” , Constanţa, 2006 38. Gheorghiu S., ş.a. Acţionări electrice navale, Litografia Institutului de Marină “Mircea cel Bătrân”, Constanţa, 1986 39. Gheorghiu S., ş.a. Maşini şi acţionări electrice navale, Editura Leda & Muntenia, Constanţa, 1999 40. Gheorghiu S., ş.a. Sisteme de acţionare electrică a propulsorului naval, Editura Academiei Navale “Mircea cel Bătrân” , Constanţa, 1999 41. Gheorghiu S., ş.a. Propulsia electrică a navei, Editura Andrei Şaguna, Constanţa, 2000 42. Gheorghiu S., ş.a. Maşini electrice, Teorie şi încercări, Editura Gh. Asachi, Iaşi, 2003 Dynamic Performance of Curent Source Inverter for 43. Haroshima F., Nayasi Induction Machines, I.E.E.E. - Proc. of IAS Annual Meeting, 1978 44. Heller, Hamata Harmonic Fields Effects in Induction Machines, V. Elsevier, Amsterdam, 1977 45. Hultgren K.J.

46. Kelemen A., Imecs M. 47. Kelemen A. 48. Kelemen A., Imecs M. 49. Kelemen A., Imecs M. 50. Kovacs P. 51. Levi E.

V.C.S.F. Cycloconverter Ships Service Electric Power Equipment, Naval Engineers Jurnal, January 1992, pag.46-62 Sisteme de reglare cu orientare după câmp ale maşinilor de curent alternativ, Editura Academiei, Bucureşti, 1989 Acţionări electrice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1979 Electronică de putere, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983 Mutatoare, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1977 Analiza regimurilor tranzitorii la maşini electrice, Editura Tehnică Bucureşti, 1980 Field-Oriented Control of Induction Machines in the Presence of Magnetic Saturation, E.M.P.S., 16, 1989


52. Lipo T., Cornell State-Variable Steady-State Analysis of a Controlled Curent Induction Motor Drive, I.E.E.E. Trans IA, E. 06.1975 53. Măgureanu R. Maşini electrice speciale pentru sisteme automate, Editura Tehnică, Bucureşti,1981 54. Măgureanu R., Convertizoare statice de frecvenţă în acţionări cu Micu D. motoare asincrone, Editura Tehnică, Bucureşti, 1989 55. Sorin Muşuroi, Acţionări electrice cu servomotoare, Editura Dorin Popovici Politehnica, Timişoara, 2006 56. Miulescu I., Teoria navei, Editura Militară, Bucureşti, 1973 Câmpean I. 57. Nanu Dumitru Instalaţii electrice navale, Ed. Centrul tehnic – Editorial al armatei .,Bucureşti, 2009 58. Nedelcu V. Teoria conversiei electromecanice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1982 Maşini electrice, Editura Scrisul Românesc, Craiova, 59. Nicolaide A. 1975 Maşini electrice, Litografia U.T. Timişoara, 1996 60. Novac I. 61. Novac I., ş.a. Maşini şi acţionări electrice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1982 Maşini electrice, vol. IV, Editura Tehnică, Bucureşti, 62. Richter R. 1960 63. Richter R. Maşini electrice, vol. I,II,III,IV, Editura Tehnică, Bucureşti, 1959 64. Saal C., Ţopa I., Acţionări electrice şi automatizări, Editura Didactică Fransua Al., Micu şi Pedagogică, Bucureşti,1980 E. Tehnica acţionărilor electrice, Editura Tehnică, 65. Seracin E., Popovici D. Bucureşti, 1985 66. Solomatin V.M. Cursovoe proectirovanie sudovovo electroprivoda, Izdatelstvo Vâsşaia Şcola, Moskva, 1972 67. Vas P., Li J. Simulation of Vector-Controlled Induction Motor Drives, Proc. of PCIM, 1993 68. Veşenevski S. N. Caracteristicile motoarelor utilizate în acţionări electrice, Editura Tehnică, Bucureşti, 1968 69. Viorel A., Biro Field-Harmonic Theory of Squirrel Cage Motor K., Iancu V. Taking Slot Openings Into-Account, Proc.of ICEM 1986, Part II 70. Viorel A., Iancu Maşini şi acţionări electrice, Litografia I.P. Cluj V. Napoca, 1990 71. Viorel A., ş.a. Field Orientation Concept in Induction Motor


72. Watson G.O. 73. *** 74. ***

Control, a New Point of View, Proc. of PCIM, 1993 Marine Electrical Practice, 5th Edition, London, 1986 R.N.R. - Instalaþii electrice de propulsie, Bucureşti, 1993 Spravocinic Sudovovo Electrotehnica, vol. I,II,III Izdatelstvo “ Sudostronie” , Leningrad, 1975


Cuprins ELEMENTE GENERALE ALE SISTEMELOR DE ACŢIONARE ELECTRICĂ .............................................................................................. 1 1.1. Structura sistemelor de acţionare electricã. Clasificãri. Performanţe . 1 1.1.1. Structura sistemelor de acţionare electricã ............................ 1 1.1.2. Clasificarea S.A.E. ................................................................... 3 1.1.3. Performanţele S.A.E. în regim staţioanar .............................. 3 1.1.4. Performanţele S.A.E. în regim dinamic .................................. 5 1.2. Cinematica şi dinamica S.A.E. Ecuaţia fundamentalã a mişcării. Raportarea mişcării de translaţie şi rotaţie la arborele motorului electric de acţionare ................................................................................ 6 1.2.1. Cinematica şi dinamica S.A.E. ................................................ 6 1.2.2. Ecuaţia fundamentalã a mişcării ............................................ 7 1.2.3. Raportarea mişcãrii de translaţie şi de rotaţie la arborele .... 9 motorului electric de acţionare ......................................................... 9 1.2.4. Cinematica sistemelor de acţionãri electrice ........................ 14 1.3. Clasificarea maşinilor de lucru şi a motoarelor electrice în funcţie de caracteristicile lor mecanice .................................................................. 21 1.3.1. Noţiuni generale .................................................................... 21 1.3.2. Caracteristicile mecanice ale maşinilor electrice.................. 22 1.3.3. Caracteristicile mecanice ale mecanismelor de lucru .......... 24 1.3.4. Regimurile de funcţionare ale mecanismelor de lucru......... 27 1.4. Transmiterea mişcãrii între maşina de acţionare şi mecanismul de lucru ..................................................................................................... 29 1.4.1. Alegerea transmisiei şi a raportului de transmisie . ............. 29 1.4.2. Influenţa elasticitãţii şi jocurilor din transmisii ................... 32 1.4.3. Cuplaje electromagnetice ...................................................... 34 ALEGEREA PUTERII MOTOARELOR ELECTRICE DE ACŢIONARE ................................................................................................................. 39 2.1. Încãlzirea şi rãcirea motoarelor electrice......................................... 39 2.2. Servicii de funcţionare ................................................................... 45 2.3. Alegerea puterii motoarelor electrice de acţionare funcţionând ....... 47 în serviciu continuu ............................................................................... 47 2.3.1. Alegerea puterii motoarelor electrice funcţionând în .......... 47 serviciu continuu cu sarcini constante............................................ 47 2.3.2. Alegerea motoarelor electrice funcţionând în serviciu ........ 48 continuu cu sarcini variabile în timp.............................................. 48 2.4. Alegerea puterii motoarelor electrice de acţionare .......................... 57 funcţionând în serviciu de scurtã duratã ................................................ 57


2.5. Alegerea puterii motoarelor electrice de acţionare .......................... 59 funcţionând în serviciu intermitent ........................................................ 59 ACŢIONĂRI ELECTRICE CU MAŞINI DE CURENT ALTERNATIV.. 67 3.1. Calculul caracteristicilor mecanice ale motorului asincron trifazat .. 67 3.1.1. Caracteristica mecanicã naturalã ......................................... 67 3.1.2. Caracteristicile mecanice artificiale reostatice ..................... 71 3.1.3. Caracteristicile mecanice artificiale de tensiune .................. 73 3.1.4. Caracteristicile mecanice artificiale de frecvenţã ................ 75 3.1.5. Modificarea turaţiei motoarelor asincrone trifazate .................. 80 prin schimbarea numãrului de poli .................................................... 80 3.2. Caracteristicile mecanice ale motorului sincron trifazat .................. 85 3.2.1. Caracteristica mecanică ........................................................... 85 3.2.2. Caracteristica unghiulară ......................................................... 85 3.2.3. Reglarea turaţiei motorului sincron ..................................... 87 3.3. Frânarea motoarelor de curent alternativ ........................................ 89 3.3.1. Frânarea cu recuperare de energie (suprasincronã)............ 89 3.3.2. Frânarea prin contracurent .................................................. 91 3.3.3. Frânarea dinamicã ................................................................ 96 3.3.4. Frânarea motoarelor sincrone ............................................ 102 3.4. Regimul tranzitoriu al motorului asincron .................................... 103 3.4.1. Procese tranzitorii la pornirea motorului asincron............ 105 3.4.2. Procese tranzitorii la frânarea şi reversarea motorului asincron ......................................................................................... 108 3.5. Modificarea vitezei motoarelor de curent alternativ comandate de convertoare statice de putere ............................................................... 112 3.5.1. Invertoare trifazate de tensiune ............................................ 115 3.5.2. Invertoare trifazate de curent .......................................... 122 3.6. Comanda invertoarelor trifazate ................................................. 124 3.7. Controlul mişcării motoarelor de inducţie trifazate alimentate de la frecvenţă variabilă ............................................................................... 130 3.7.1. Controlul scalar al motoarelor de inducţie .......................... 131 ACŢIONĂRI ELECTRICE CU MAŞINI DE C.C. ................................ 149 4.1. Calculul caracteristicilor mecanice ale motoarelor de c.c. ............. 149 4.1.1. Caracteristica mecanicã naturalã a motorului de c.c. cu ... 149 excitaţie cu derivaţie ..................................................................... 149 4.1.2. Caracteristica mecanicã naturalã a motorului de c.c. cu excitaţie serie ................................................................................. 152 4.1.3. Caracteristica mecanicã naturalã a motorului de c.c. cu excitaţie mixtã ............................................................................... 158 4.1.4. Caracteristicile mecanice artificiale ale motoarelor de c.c. 160 cu excitaţie derivaţie ..................................................................... 160


4.1.5. Caracteristicile mecanice artificiale ale motoarelor de c.c. 167 cu excitaţie serie ............................................................................ 167 4.1.6. Caracteristicile mecanice artificiale ale motoarelor de c.c. 175 cu excitaţie mixtã .......................................................................... 175 4.2Frânarea motoarelor de c.c. ........................................................... 178 4.2.1 Frânarea cu recuperare de energie ...................................... 178 4.2.2. Frânarea în contracurent (frânarea propriu-zisă) ............. 180 4.2.3. Frânarea dinamicã .............................................................. 185 4.3.ACŢIONÃRI DE CURENT CONTINUU CU TENSIUNE REGLABILÃ ..................................................................................... 189 4.3.1. Grupul generator-motor clasic (Ward-Leonard) ............... 189 4.3.2. Grupul generator-motor cu cuplu limitat .......................... 193 4.3.3. Grupul generator-motor cu curent constant în circuitul indusurilor ..................................................................................... 196 4.4. Sisteme de acţionãri electrice cu motoare de curent continuu ....... 198 alimentate de la mutatoare cu tiristoare ............................................... 198 4.4.1. Motorul de c.c. cu excitaţie independentã alimentat de ..... 199 la mutatoare trifazate ................................................................... 199 4.5. Sisteme de acţionare cu motoare de curent continuu ..................... 204 alimentate prin variatoare de tensiune continuã ................................... 204 4.5.1. Variatorul de tensiune continuã de douã cadrane ............. 207 4.5.2. Variatoare de tensiune continuã de patru cadrane ............ 209 Acţionarea electrică a instalaţiilor de ancorare - acostare ........................ 215 5.1. Rolul şi elementele principale ale instalaţiilor de ancorare ............ 215 5.2 Prevederile societăţilor de clasificare ............................................ 218 5.2.1. Instalaţia de ancorare .......................................................... 218 5.2.2. Instalaţia de legare .............................................................. 228 5.2.3. Instalaţia de remorcare ....................................................... 230 5.3 Tipuri şi parametri de bază ale mecanismelor de ancorare şi legare 231 5.4 Acţionarea electrică a mecanismelor de ancorareacostare............ 233 5.5 Alegerea şi verificarea motorului electric de acţionare a mecanismelor de ancorareacostare. Exemplu de calcul. ........................................... 236 5.5.1 Forţele care acţionează în lanţul de ancoră pe timpul staţionării navei la ancoră ............................................................ 236 5.5.2. Forţele care acţionează în lanţul de ancoră, la barbotină pe timpul ridicării ancorei ................................................................. 240 5.5.3. Alegerea motorului electric de acţionare a mecanismului de ancorareacostare. ........................................................................ 243 5.5.4. Calculul diagramelor de sarcină şi verificarea motorului electric ales .................................................................................... 244


5.6. Calculul puterii motorului pentru acţionarea cabestanului de manevră (legare) ................................................................................. 250 5.7. Scheme de comandă pentru acţionarea electrică a mecanismelor de ancorareacostare ............................................................................... 251 5.7.1. Clasificare. Tipuri de protecţie electrică ............................ 251 5.7.3. Scheme electrice de comandă cu relee şi contactoare ale acţionării cabestanelor (vinciurilor) de ancoră ............................ 257 ACŢIONAREA ELECTRICĂ A INSTALAŢIILOR DE ÎNCĂRCARE – DESCĂRCARE...................................................................................... 266 6.1. Destinaţie, regimuri de lucru şi tipurile mecanismelor navale de încărcare ............................................................................................. 266 6.2. Prevederile societăţilor de clasificare............................................ 270 6.3. Stadiul actual şi direcţii de dezvoltare .......................................... 272 6.3.1. Prezentarea generală ........................................................... 272 6.3.2. Sisteme cu motor de execuţie de curent alternativ ............. 273 6.4. Diagramele de sarcină ale mecanismelor de încărcare – descărcare ........................................................................................................... 274 6.5. Alegerea puterii motorului electric de acţionare. Exemplul de calcul ........................................................................................................... 278 6.6. Scheme electrice de comandă a acţionării instalaţiilor de încărcare – descărcare ........................................................................................... 287 6.6.1. Scheme electrice de comandă cu controler ......................... 287 6.6.2. Scheme electrice de comandă cu relee şi contactoare ........ 288 Acţionarea electrică cu motor asincron cu două viteze ....................... 288 Acţionarea electrică a instalaţiei de guvernare ......................................... 305 7.1. Caracterizare generală, cerinţe şi clasificări .................................. 305 7.2. Calculul diagramei de sarcină ....................................................... 308 7.3. Mecanisme de transmisie ............................................................. 319 7.3.1. Transmisii mecanice pentru cârme .................................... 319 7.3.2. Transmisii hidraulice pentru cârme ................................... 322 7.4. Scheme electrice de acţionare a cârmei......................................... 329 7.4.1. Scheme electrice de comandă a acţionărilor electromecanice ....................................................................................................... 329 7.4.2. Motoare electrice folosite pentru cârme cu transmisie hidraulică ...................................................................................... 342 7.5. Alegerea şi verificarea motorului electric de acţionare.................. 344 7.5.1. Calculul acţionării electromecanice a cârmei ................. 344 7.5.2. Calculul acţionării electrohidraulice a cârmei ................... 396 ACŢIONAREA ELECTRICĂ A MECANISMELOR AUXILIARE....... 409 8.1. Generalităţi .................................................................................. 409 8.2. Caracteristicile de bază ale mecanismelor auxiliare ...................... 410


8.3. Alegerea motoarelor electrice de acţionare. .................................. 416 8.4. Scheme electrice de comandă a acţionării pentru mecanismele auxiliare .............................................................................................. 425 BIBLIOGRAFIE .................................................................................... 448


ELEMENTE GENERALE ALE SISTEMELOR DE ACŢIONARE ELECTRICĂ

Recommend Documents