Luận án tiến sĩ Kỹ thuật: Nghiên cứu đặc tính khởi động động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp có xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài

LỜI CAM ĐOAN

Tôi xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của riêng tôi. Các số liệu, kết quả tính toán trình bày trong Luận án này là trung thực và chưa từng được ai công bố trong bất cứ công trình nào khác.

Hà Nội, ngày … tháng … năm 2018

Nghiên cứu sinh

Lê Anh Tuấn

TẬP THỂ HƯỚNG DẪN KHOA HỌC TS. Bùi Đức Hùng PGS. TS. Nguyễn Anh Nghĩa

LỜI CẢM ƠN

Để hoàn thành luận án này, tác giả trước tiên bày tỏ lời cảm ơn sâu sắc nhất đến hai thầy giáo hướng dẫn khoa học trực tiếp là TS. Bùi Đức Hùng và PGS. TS. Nguyễn Anh Nghĩa luôn dành nhiều công sức, thời gian quan tâm, động viên và tận tình hướng dẫn nghiên cứu sinh trong suốt quá trình thực hiện luận án.

Tác giả xin chân thành cảm ơn TS. Phùng Anh Tuấn, TS. Bùi Minh Định đã hỗ trợ và

đóng góp các ý kiến quý báu để nghiên cứu sinh hoàn thiện luận án.

Tác giả chân thành cảm ơn các thầy, cô Bộ môn Thiết bị Điện - Điện tử, Viện Điện và Viện đào tạo Sau đại học - Trường Đại học Bách khoa Hà Nội đã tạo mọi điều kiện để nghiên cứu sinh có điều kiện thuận lợi nhất về thời gian và cơ sở vật chất trong quá trình thực hiện luận án.

Tác giả cũng bày tỏ lời cảm ơn sâu sắc tới Ban Lãnh đạo và toàn thể anh/chị trong Phòng Tổ chức lao động tiền lương Tổng công ty Điện lực - TKV là nơi tác giả công tác đã tạo mọi điều kiện để tác giả thuận lợi về thời gian học tập và nghiên cứu luận án.

Tác giả trân trọng cảm ơn Công ty Cổ phần chế tạo điện cơ Hà Nội (HEM) đã tạo mọi

điều kiện cho tác giả trong công tác gia công và chế tạo mẫu thử nghiệm LSPMSM.

Tác giả trân trọng cảm ơn Viện Nghiên cứu quốc tế về Khoa học & Kỹ thuật tính toán (DASI) đã tạo điều kiện thuận lợi cho phép tác giả sử dụng chương trình phần mềm ANSYS/Maxwell 2D để thực hiện các bài toán mô phỏng FEM cho LSPMSM.

Tác giả xin gửi lời cảm ơn tới các bạn bè đã động viên, giúp đỡ về mọi mặt góp phần

vào sự thành công của luận án.

Cuối cùng, tác giả dành lời cảm ơn tới bố mẹ, vợ và các con đã luôn động viên và hỗ trợ về vật chất và tinh thần cho tác giả những lúc khó khăn, mệt mỏi nhất để tác giả yên tâm trong quá trình nghiên cứu, góp phần không nhỏ vào thành công của luận án.

Tác giả luận án

Lê Anh Tuấn

MỤC LỤC

LỜI CAM ĐOAN ................................................................................................................... i

LỜI CẢM ƠN ........................................................................................................................ ii

MỤC LỤC ............................................................................................................................ iii

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT ........................................................... vi

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU ........................................................................................ xii

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ ................................................................... xiii

MỞ ĐẦU …………………………………………………………………………………...1

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN ................................................................................................. 3

1.1 Lịch sử phát triển của LSPMSM ................................................................................ 3

1.2. Ưu điểm của LSPMSM.............................................................................................. 4

1.3 Nhược điểm của LSPMSM ......................................................................................... 4

1.4 Các nghiên cứu trong nước và thế giới về LSPMSM ................................................. 4

1.4.1 Các nghiên cứu trong nước ............................................................................... 4

1.4.2 Các nghiên cứu trên thế giới ............................................................................. 4

1.5 Kết luận ..................................................................................................................... 13

CHƯƠNG 2. MÔ HÌNH TOÁN VÀ MÔ PHỎNG ĐẶC TÍNH KHỞI ĐỘNG

CỦA LSPMSM .................................................................................................. 15

2.1 Mô hình máy điện đồng bộ tổng quát ....................................................................... 15

2.2 Mô hình toán LSPMSM ............................................................................................ 18

2.3 Mô phỏng LSPMSM ................................................................................................. 21

2.3.1 Mô phỏng LSPMSM từ mô hình toán ............................................................ 21

2.3.2 Mô phỏng LSPMSM từ các phần mềm ứng dụng phương pháp

phần tử hữu hạn .............................................................................................. 27

2.4 Kết luận ..................................................................................................................... 31

CHƯƠNG 3. CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN ĐẶC TÍNH KHỞI ĐỘNG

CỦA LSPMSM .................................................................................................. 33

3.1 Các yếu tố ảnh hưởng đến đặc tính khởi động của LSPMSM .................................. 33

3.1.1 Ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục

và ngang trục Lmd, Lmq .................................................................................... 33

3.1.2 Ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài ................................................................ 53

3.1.3 Ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến điện kháng tản stato, rôto x1, x’2 ......... 60

3.1.4 Ảnh hưởng của nhiệt độ .................................................................................. 64

3.1.5 Ảnh hưởng của tính chất tải ............................................................................ 66

iii

3.2 Tổng hợp các yếu tố chính ảnh hưởng đến đặc tính khởi động của LSPMSM ........ 69

3.2.1 Mô hình toán của LSPMSM xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ

và hiệu ứng mặt ngoài ..................................................................................... 69

3.2.2 Sơ đồ MATLAB/Simulink với mạch từ hiệu chỉnh đề xuất ........................... 71

3.2.3 Kết quả mô phỏng ........................................................................................... 74

3.2.4 So sánh kết quả mô phỏng với phương pháp tổng hợp đề xuất

và phương pháp phần tử hữu hạn .................................................................... 76

3.3 Khảo sát ảnh hưởng kích thước NCVC đến đặc tính khởi động LSPMSM và lựa

chọn kích thước NCVC LSPMSM 2,2 kW .............................................................. 80

3.3.1 LSPMSM với độ dày NCVC khác nhau ......................................................... 81

3.3.2 LSPMSM với bề rộng NCVC khác nhau ....................................................... 84

3.3.3 Lựa chọn kích thước NCVC cho LSPMSM 2,2 kW ...................................... 87

3.4 Kết luận chương 3 ..................................................................................................... 87

CHƯƠNG 4. THỰC NGHIỆM VÀ ĐÁNH GIÁ KẾT QUẢ ............................................. 89

4.1 Giới thiệu chung ....................................................................................................... 89

4.2 Ứng dụng LabVIEW và Card NI USB-6009 đo đặc tính dòng điện

và tốc độ khởi động LSPMSM ................................................................................. 89

4.2.1 Giới thiệu phần mềm LabVIEW ..................................................................... 89

4.2.2 Card đo lường NI USB-6009 .......................................................................... 91

4.3 Mô hình thí nghiệm LSPMSM ................................................................................. 92

4.3.1 Đo dòng điện ................................................................................................... 92

4.3.2 Đo tốc độ LSPMSM ....................................................................................... 93

4.4 LSPMSM 2,2 kW thực nghiệm ................................................................................ 95

4.4.1 Cấu hình rôto LSPMSM ................................................................................. 95

4.4.2 Gia công NCVC .............................................................................................. 95

4.4.3 Hoàn thiện rôto ............................................................................................... 96

4.4.4 Lắp ráp LSPMSM ........................................................................................... 96

4.4.5 Bàn thử nghiệm LSPMSM ............................................................................. 97

4.5 Kết quả mô phỏng và đo lường đặc tính tốc độ và dòng điện khởi động LSPMSM ở chế độ không tải ..................................................................................................... 98

4.5.1 Đặc tính dòng điện khởi động ......................................................................... 98

4.5.2 Đặc tính tốc độ khởi động ............................................................................... 99

4.6 Kết luận chương 4 ................................................................................................... 101

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ........................................................................................... 102

TÀI LIỆU THAM KHẢO ................................................................................................. 103

Tiếng Việt ..................................................................................................................... 103

Tiếng Anh ..................................................................................................................... 103

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN ............................ 109

PHỤ LỤC………………………………………………………………………………...110

PHỤ LỤC A .................................................................................................................... 110

PHỤ LỤC B ...................................................................................................................... 130

PHỤ LỤC C ...................................................................................................................... 137

DANH MỤC CÁC KÝ HIỆU VÀ CHỮ VIẾT TẮT

Đơn vị Ý nghĩa Kí hiệu/ Viết tắt

Wb.m-1 Vecto từ thế A

Tiết diện hữu ích khe hở không khí Ag

Tiết diện bề mặt khối nam châm vĩnh cửu Am

Tiết diện gông từ stato Asy

Tiết diện trung bình răng stato Ast

Tiết diện trung bình gông từ rôto Ary

Tiết diện trung bình gông từ rôto phần trên NCVC Ary1

Tiết diện trung bình gông từ rôto phần dưới NCVC Ary2

Tiết diện trung bình răng rôto Chiều rộng vành ngắn mạch Số mạch nhánh song song m2 m2 m2 m2 m2 m2 m2 m2 m

Tesla Mật độ từ thông Tesla Mật độ từ thông quy đổi trong khe hở không khí

Tesla Mật độ từ thông khe hở không khí Art a a1 B B Bg

Tesla Mật độ từ thông dư nam châm vĩnh cửu Br

Tesla Mật độ từ thông gông từ stato Bsy

Tesla Mật độ từ thông răng stato Bst

Tesla Mật độ từ thông gông từ rôto Bry

Tesla Mật độ từ thông gông từ rôto phía trên khối NCVC Bry1

Tesla Mật độ từ thông gông từ rôto phía dưới khối NCVC Bry2

Tesla Mật độ từ thông răng rôto Brt

Tesla Mật độ từ thông bão hòa lõi thép rôto Chiều cao vành ngắn mạch Bề rộng miệng rãnh stato m m Bs b b41

Bề rộng miệng rãnh rôto m b42

Hệ số bão hòa Cbh

Hệ số biến đổi tương đương rãnh hở stato khi bão hòa mạch từ C1

m m Hệ số biến đổi tương đương rãnh hở rôto khi bão hòa mạch từ Chiều dày cách điện rãnh Chiều dày cách điện trên nêm Hệ số thể tích nam châm vĩnh cửu C2 c c' cv

D Dn

m m m m Đường kính trong stato Đường kính ngoài stato Đường kính ngoài rôto Đường kính trục rôto Dt

Dv d

m m m Đường kính trung bình của vòng ngắn mạch Đường kính dây dẫn Đường kính dây dẫn có kể đến cách điện dcđ

m Đường kính đáy tròn nhỏ rãnh stato d1

m Đường kính đáy tròn lớn rãnh stato

V Hz Hz Sức điện động cảm ứng do NCVC sinh ra Tần số dòng điện stato Tần số dòng điện rôto d2 E0 f f2

A Fds Từ thế sinh ra bởi dòng ids

A Sức từ động khe hở không khí Fg

A Sức từ động răng rôto Frt

A Sức từ động răng stato Fst

A Sức từ động gông từ stato Fsy

A Fqs Từ thế sinh ra bởi dòng iqs

A Sức từ động gông từ rôto Fry

A Sức từ động gông từ rôto phía trên khối NCVC Fry1

A Sức từ động gông từ rôto phía dưới khối NCVC Fry2

A Hz m m m Sức từ động trung bình một rãnh stato Phương pháp phần tử hữu hạn Tần số dòng điện Độ rộng khe hở không khí Khe hở không khí tương đương có tính đến răng rãnh stato và rôto Chiều dài khe hở không khí quy đổi theo trục d Fztb FEM f g,  g' g"d

m Chiều dài khe hở không khí quy đổi theo trục q g"q

A/m Lực kháng từ Hc

A/m Cường độ từ trường gông từ stato Hsy

A/m Cường độ từ trường răng stato Hst

A/m Cường độ từ trường gông từ rôto Hry

A/m Cường độ từ trường gông từ rôto phía trên khối NCVC Hry1

A/m Cường độ từ trường gông từ rôto phía dưới khối NCVC Hry2

m Chiều cao rãnh rôto hr2

hm IM m Chiều cao khối nam châm vĩnh cửu Động cơ không đồng bộ

vii

A Động cơ đồng bộ NCVC gắn chìm Dòng định mức stato IPM Iđm

A Thành phần dòng điện stato dọc trục ids

A Thành phần dòng điện stato ngang trục iqs

A In

A Inbh

A Dòng ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 Dòng ngắn mạch khi xét đến bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 Dòng điện khởi động

A Ik ia, ib, ic

Dòng điện pha A, B, C kg.m2 Mômen quán tính rôto Hệ số Carter kC

Hệ số đấu nối

Hệ số lấp đầy Kđ1 klđ

Hệ số quấn rải stato kd1

Hệ số dây quấn stato kdq1, kW

Hệ số khe hở không khí k

Hệ số khe hở không khí stato k1

Hệ số khe hở không khí rôto k2

Hệ số hình dáng từ hóa ngang trục kfq

Hệ số hình dáng từ hóa dọc trục kfd

Hệ số ép chặt lá thép kFe

Hệ số điện cảm hiệu ứng mặt ngoài kL(s)

Hệ số điện trở hiệu ứng mặt ngoài kR(s)

Hệ số bão hòa kbh

Hệ số bão hòa đặc tính điện kháng tản stato kbhx1

Hệ số bão hòa đặc tính điện kháng tản rôto kbhx2

Hệ số quấn rải krl

H Hệ số bước ngắn Động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp Phương pháp mô hình tham số tập trung Điện cảm đồng bộ dọc trục stato ky1 LSPMSM LPM Ld

H Điện cảm đồng bộ ngang trục stato Lq

H Điện cảm tản cuộn dây stato Lls

H Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd

H Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq

H Điện cảm tản lồng sóc rôto quy đổi L’lr

H Tổng điện cảm tản tạp, đấu nối rôto L’r0

viii

H Điện cảm tản rãnh rôto xét đến hiệu ứng mặt ngoài L’r2

H Điện cảm tản rãnh rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài L’r2~

m Độ dày khối nam châm vĩnh cửu lm

m Chiều dài tác dụng của lõi sắt stato l1

m Chiều dài tác dụng của lõi sắt rôto l2

m Chiều dài dây quấn 1 pha stato l1

m Chiều dài phần đầu nối lđ1

m Chiều dài trung bình của đường từ trường đi trong gông từ stato lsy

m Chiều dài trung bình răng rôto lst

m Chiều dài trung bình của đường từ trường đi trong gông từ rôto lry

m lry1 Chiều dài trung bình của đường từ trường đi trong gông từ rôto phía trên khối NCVC

m lry2

Chiều dài trung bình của đường từ trường đi trong gông từ rôto phía trên khối NCVC Số pha dây quấn stato Nam châm vĩnh cửu Tốc độ động cơ Động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu Công suất định mức của động cơ vg/ph W m NCVC n PMSM Pđm

W Công suất đầu ra trên trục động cơ Pout

Wb/A.vg Từ dẫn khe hở không khí Pg

Wb/A.vg Từ dẫn khối NCVC

Số cặp cực A.vg/Wb Từ trở khe hở không khí Pm p Rg

A.vg/Wb Từ trở tương đương Rbm

A.vg/Wb Từ trở khối NCVC Rm0, Rm

A.vg/Wb Từ trở cầu nối lõi thép rôto Rmm

A.vg/Wb Từ trở barrier từ đầu cực khối NCVC Rml

A.vg/Wb Từ trở gông từ rôto Rry

A.vg/Wb Từ trở gông từ rôto phía trên khối NCVC Rry1

A.vg/Wb Từ trở gông từ rôto phía dưới khối NCVC Rry2

A.vg/Wb Từ trở răng stato Rst

Bán kính trong lõi thép stato M Rsi

Điện trở pha cuộn dây stato r1 

Điện trở rôto r2 

Điện trở rôto quy đổi stato r'2 

Điện trở ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 rn 

Điện trở thanh dẫn rôto rtd 

Điện trở thanh dẫn rôto quy đổi r'td 

Điện trở thanh dẫn rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài r’td~ 

Điện trở vành ngắn mạch rôto rv 

Điện trở vành ngắn mạch rôto quy đổi r'v

Tiết diện rãnh rôto Sr2

Tiết diện thanh dẫn lồng sóc Std

Diện tích vành ngắn mạch Hệ số trượt  m2 m2 m2

N.m Mômen định mức Sv s Mđm

N.m Mômen tải Mtải

m Bước rãnh stato t1

m Bước rãnh rôto t2

V Điện áp pha A, B, C uas, ubs, ucs

Số cạnh tác dụng của một rãnh stato ur

Điện kháng từ hóa đồng bộ dọc trục xad 

Điện kháng từ hóa đồng bộ ngang trục xaq 

Điện kháng đồng bộ dọc trục xd 

Điện kháng đồng bộ ngang trục xq 

Điện kháng tản dây quấn stato x1 

Điện kháng tản dây quấn stato khi xét đến bão hòa mạch từ x1bh 

Điện kháng tản rôto x2 

Điện kháng tản rôto quy đổi về stato x'2 

Điện kháng tản rãnh rôto quy đổi về stato x’r2 

 x'2bh Điện kháng tản rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ

xn 

xnbh 

Điện kháng ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 Điện kháng ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ Số vòng dây nối tiếp của một pha dây quấn stato Vòng w1, Nph

Bề rộng khối nam châm vĩnh cửu wm

m m3 Thể tích nam châm vĩnh cửu Vm

Số rãnh rôto Z2

Số rãnh stato Z1

Tổng trở ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 zn 

zn  Tổng trở ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ

Ký hiệu chữ Latin

T.m/A Độ từ thẩm không khí

0

rec  Al(75)

rad .m .m

Độ từ thẩm tương đối của lõi thép và vật liệu nam châm vĩnh cửu Góc xoay rôto Điện trở suất của nhôm ở 75 0C Điện trở suất của đồng ở 75 0C Cu(75)

Bước rãnh rôto r

Bước rãnh stato s

y1  'M

d, q

Chiều rộng trung bình phần tử dây dẫn stato Tỷ số giữa chiều cao của rãnh và chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh Tổng từ thông móc vòng stato do NCVC sinh ra Từ thông móc vòng cuộn phần ứng trục d, q máy điện đồng bộ tổng quát Từ thông cơ bản do nam châm vĩnh cửu sinh ra M1

Từ thông khe hở không khí g

Từ thông khe hở không khí đi qua răng rôto rt

Từ thông khe hở không khí đi qua răng stato st

(0C)-1 M

Từ thông khe hở không khí đi qua gông stato sy

Từ thông khe hở không khí đi qua gông rôto Hệ số quy đổi rôto sang stato Hệ số bước ngắn Tỷ lệ cực - đế/bước cực nam châm vĩnh cửu Hệ số nhiệt điện trở Chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh Hệ số từ dẫn tản tạp stato ry  ky1 i T  t1

t1bh

t2 t2bh

Hệ số từ dẫn tản tạp stato khi xét đến bão hòa mạch từ

đ1 đ2 r1

Hệ số từ dẫn tản tạp rôto khi xét đến bão hòa mạch từ Hệ số từ dẫn tản tạp rôto Hệ số từ dẫn tản phần đầu nối stato Hệ số từ dẫn phần đấu nối rôto Hệ số từ dẫn tản rãnh stato

r1bh

r2

r2

r2bh

Hệ số từ dẫn tản rãnh stato khi xét đến bão hòa mạch từ

st rt 

Hệ số từ dẫn tản rãnh rôto Hệ số từ dẫn tản rãnh rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 Hệ số từ dẫn tản rãnh rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1 và bão hòa mạch từ tản Tỷ số giữa tiết diện răng trung bình và tiết diện một bước răng stato Tỷ số giữa tiết diện răng trung bình và tiết diện một bước răng rôto Hiệu suất động cơ

DANH MỤC CÁC BẢNG BIỂU

Bảng 2.1 Các hàm giải gần đúng phương trình vi phân trong Simulink ............................. 22

Bảng 2.2 Thông số LSPMSM 2,2 kW, 3 pha, tốc độ 1.500 vòng/phút .............................. 26

Bảng 3.1 Kết quả tính toán đặc tính Lmq với hai phương pháp LPM và PTHH ................. 41

Bảng 3.2 Kết quả tính toán đặc tính Lmd với hai phương pháp LPM và PTHH ................. 50

Bảng 3.3 Điện trở suất , .mm2/m ................................................................................... 64

Bảng 3.4 Giá trị điện trở stato, rôto theo nhiệt độ ............................................................... 65

Bảng 3.5 Thông số quạt ly tâm VTL 4B 03 ........................................................................ 67

Bảng 3.6 Thông số LSPMSM 2,2 kW xét hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ .......... 74

Bảng 3.7 Kết quả tính toán đặc tính Lmd với ba độ dày NCVC khác nhau ......................... 82

Bảng 3.8 Thông số LSPMSM 2,2 kW với độ dày NCVC khác nhau ................................. 82

Bảng 3.9 Mômen tải cực đại LSPMSM 2,2 kW khởi động được với độ dày NCVC

khác nhau ........................................................................................................... 83

Bảng 3.10 Hiệu suất và hệ số công suất LSPMSM với độ dày NCVC khác nhau ............. 83

Bảng 3.11 Kết quả tính toán đặc tính Lmq với ba bề rộng NCVC khác nhau ..................... 85

Bảng 3.12 Bảng tổng hợp E0 với ba bề rộng NCVC khác nhau ......................................... 85

Bảng 3.13 Thông số LSPMSM 2,2 kW với bề rộng NCVC khác nhau ............................. 85

Bảng 3.14 Mômen tải cực đại LSPMSM 2,2 kW khởi động được với bề rộng NCVC

khác nhau ........................................................................................................... 86

Bảng 3.15 Hiệu suất và hệ số công suất LSPMSM với bề rộng NCVC khác nhau ............ 86

Bảng 3.16 Tiêu chuẩn hiệu suất của động cơ KĐB 2,2 kW, bốn cực theo IEC ................. 87

Bảng 3.17 Thông số LSPSM 2,2 kW với kích thước NCVC được lựa chọn

và SCIM 3K112-S4 ở chế độ vận hành xác lập ................................................. 87

xii

DANH MỤC CÁC HÌNH ẢNH VÀ ĐỒ THỊ

Hình 1.1 Động cơ Merrill - Cấu hình của LSPMSM nam châm AlNiCo đầu tiên .............. 5

Hình 1.2 Các dạng động cơ khởi động trực tiếp ................................................................... 8

Hình 1.3 Tám cấu hình LSPMSM phổ biến ........................................................................ 9

Hình 1.4 Cấu hình rôto LSHIPMM ................................................................................... 12

Hình 1.5 Cấu hình LSPMSM do H. Saikura và cộng sự đề xuất ....................................... 12

Hình 1.6 Cấu hình và mật độ từ thông của LSPMSM khi phân tích bằng FEM ............... 13

Hình 2.1 Sơ đồ tổng quát của máy điện đồng bộ ............................................................... 15

Hình 2.2 Sơ đồ tổng quát của máy điện đồng bộ có dây quấn phần ứng đặt ở stato,

dây quấn phần ứng ở rôto ................................................................................... 15

Hình 2.3 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d của LSPMSM ................................................... 20

Hình 2.4 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q của LSPMSM ................................................... 20

Hình 2.5 Khối biến đổi uabc sang udq ................................................................................... 22

Hình 2.6 Khối tính toán dòng dọc trục và ngang trục ......................................................... 23

Hình 2.7 Khối biến đổi dòng ngược ................................................................................... 24

Hình 2.8 Mô hình LSPMSM được mô phỏng bằng MATLAB/Simulink .......................... 24

Hình 2.9 Động cơ không đồng bộ 3 pha 3K112-S4, 2,2 kW, 1.450 vòng/phút - HEM ..... 25

Hình 2.10 LSPMSM 2,2 kW được hiệu chỉnh từ động cơ 3 pha không đồng bộ

3K112-S4 ........................................................................................................... 25

Hình 2.11 Sơ đồ dây quấn LSPMSM 3 pha, 2,2 kW .......................................................... 26

Hình 2.12 Đặc tính khởi động của LSPMSM ..................................................................... 27

Hình 3.1 Sơ đồ mạch từ LPM tính giá trị Lmq của LSPMSM ............................................. 35

Hình 3.2 Kích thước răng, rãnh LSPMSM 3 pha, 2,2 kW, bốn cực ................................... 36

Hình 3.3 Lưu đồ thuật toán tính toán Lmq = f(iqs) ................................................................ 37

Hình 3.4 Cấu hình LSPMSM thử nghiệm .......................................................................... 38

Hình 3.5 Chia lưới phần tử hữu hạn LSPMSM thử nghiệm ............................................... 38

Hình 3.6 Đường đặc tính thép B50-A800 ........................................................................... 39

Hình 3.7 Đặc tính Lmq = f(iqs) với thép 1008, độngcơ LSPMSM 2,2 kW ........................... 39

Hình 3.8 Từ thông LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW khi tính toán Lmq ................................. 40

Hình 3.9 Đặc tính Lmq = f(iqs) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW ...................................... 40

Hình 3.10 Đặc tính Lmq = f(iq) với thép B50-A800 sử dụng PTHH(FEM) và LPM........... 41

Hình 3.11 Đặc tính Lmd = f(ids) do Mirahki và Lovelace tính toán cho IPM ...................... 43

Hình 3.12 Mạch từ LPM luận án đề xuất để tính toán đặc tính Lmd = f(ids) ....................... 44

xiii

Hình 3.13 Các kích thước cơ bản của barrier từ không khí ................................................ 45

Hình 3.14 Mạch từ LPM rút gọn để tính toán Lmd .............................................................. 46

Hình 3.15 Lưu đồ thuật toán tính toán Lmd = f(ids) ............................................................. 47

Hình 3.16 Đặc tính Lmd = f(ids) LSPMSM 2,2 kW thử nghiệm, 3 pha, 2,2 kW .................. 48

Hình 3.17 Chia lưới phần tử hữu hạn khi mô phỏng LSPMSM để tính toán Lmd

với Maxwell 2D ................................................................................................. 48

Hình 3.18 Từ thông của LSPMSM 2,2 kW khi tính toán Lmd ............................................ 49

Hình 3.19 Đặc tính Lmd = f(ids) thu được của LSPMSM thử nghiệm

2,2 kW-ANSYS/MAXWELL 2D ...................................................................... 49

Hình 3.20 Đặc tính Lmd = f(ids) với phương pháp LPM đề xuất và phương pháp PTHH ... 50

Hình 3.21 Phân bố mật độ từ thông trong LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với ids = 2A...... 51

Hình 3.22 Phân bố mật độ từ thông trong LSPMSM 2,2 kW với ids = 20A ....................... 51

Hình 3.23 Mạch điện thay thế trục d khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ

đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq ............................. 52

Hình 3.24 Mạch điện thay thế trục q khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ

đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq ............................. 52

Hình 3.25 Đặc tính khởi động của LSPMSM xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ

đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq, J = JR .................. 53

Hình 3.26 Phân bố từ trường tản trong rãnh rôto lồng sóc ................................................. 54

Hình 3.27 Tiết diện cắt ngang của một rãnh rôto lồng sóc ................................................. 55

Hình 3.28 Đặc tính kR(s) của LSPMSM thử nghiệm ........................................................ 56

Hình 3.29 Đặc tính kL(s) của LSPMSM thử nghiệm ......................................................... 57

Hình 3.30 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d hiệu chỉnh xét đến hiệu ứng mặt ngoài .......... 58

Hình 3.31 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q hiệu chỉnh xét đến hiệu ứng mặt ngoài .......... 58

Hình 3.32 Đặc tính khởi động của LSPMSM xét hiệu ứng mặt ngoài ............................... 58

Hình 3.33 Đặc tính khởi động của LSPMSM không xét hiệu ứng mặt ngoài .................... 59

Hình 3.34 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ

và hiệu ứng mặt ngoài đến x1, x’2, r’2 ................................................................ 62

Hình 3.35 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ

và hiệu ứng mặt ngoài đến x1, x’2, r’2 ................................................................ 63

Hình 3.36 Đặc tính khởi động LSPMSM xét hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ tản 63

Hình 3.37 Đặc tính khởi động của LSPMSM tại một số nhiệt độ môi trường làm việc

khác nhau, J = JR, Mtải = Mđm ............................................................................. 65

Hình 3.38 Đặc tính khởi động LSPMSM với tải quạt gió .................................................. 67

Hình 3.39 Đặc tính khởi động LSPMSM với các mômen quán tính khác nhau ................ 68

xiv

Hình 3.40 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d hiệu chỉnh của LSPMSM ............................... 70

Hình 3.41 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q hiệu chỉnh của LSPMSM ............................... 71

Hình 3.42 Một số sơ đồ khối MATLAB/Simulink mô phỏng LSPMSM

có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài ....................................... 71

Hình 3.43 Một số sơ đồ khối tính toán ids, iqs, idr, iqr xét ảnh hưởng bão hòa

và hiệu ứng mặt ngoài ........................................................................................ 72

Hình 3.44 Sơ đồ khối tính toán ids có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài . 72

Hình 3.45 Sơ đồ khối tính toán iqs có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài . 73

Hình 3.46 Sơ đồ khối tính toán L’qr, L’dr, Lls, r’2 có xét ảnh hưởng của bão hòa

và hiệu ứng mặt ngoài… .................................................................................... 73

Hình 3.47 Sơ đồ khối tính toán i’dr xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài..... 74

Hình 3.48 Sơ đồ khối tính toán i’qr xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài..... 74

Hình 3.49 Đặc tính khởi động LSPMSM có xét ảnh hưởng của bão hòa

và hiệu ứng mặt ngoài, J = JR ............................................................................. 75

Hình 3.50 Khai báo tính toán ảnh hưởng của hiệu ứng dòng xoáy trong Maxwell 2D ...... 76

Hình 3.51 Lựa chọn kích thước lưới phần tử hữu hạn cho thanh dẫn lồng sóc .................. 77

Hình 3.52 Chia lưới phần tử hữu hạn được khi mô phỏng LSPMSM ................................ 77

Hình 3.53 Đường từ thông LSPMSM tại thời điểm t = 0,0005 s được mô phỏng bởi

Maxwell 2D ....................................................................................................... 77

Hình 3.54 Đặc tính tốc độ và dòng khởi động LSPMSM được mô phỏng bằng

ANSYS/Maxwell 2D ......................................................................................... 78

Hình 3.55 Đặc tính tốc độ LSPMSM được mô phỏng bằng ANSYS/Maxwell 2D

và MATLAB/Simulink ...................................................................................... 79

Hình 3.56 Cấu hình của LSPMSM thử nghiệm với một số độ dày NCVC khác nhau ....... 81

Hình 3.57 Đặc tính Lmd = f(ids) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với ba độ dày NCVC

khác nhau ........................................................................................................... 81

Hình 3.58 Đặc tính tốc độ khởi động LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với độ dày NCVC

khác nhau ........................................................................................................... 83

Hình 3.59 Cấu hình LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với bề rộng NCVC khác nhau ........... 84

Hình 3.60 Đặc tính Lmq = f(iqs) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với bề rộng NCVC

khác nhau ........................................................................................................... 84

Hình 3.61 Đặc tính tốc độ khởi động LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với bề rộng NCVC

khác nhau ........................................................................................................... 86

Hình 4.1 Một ứng dụng của LabVIEW trong điều khiển quá trình ................................... 90

Hình 4.2 Thiết bị OEM NI USB-6009 ................................................................................ 91

Hình 4.3 Sơ đồ mô hình đo lường LSPMSM ..................................................................... 92

Hình 4.4 Biến dòng EMIC: CT0.6 - 150/5A - 5VA - Cl 0,5 - N1 ...................................... 92

Hình 4.5 Giao diện LabVIEW đo lường dòng pha LSPMSM ............................................ 93

Hình 4.6 Khối tính toán LabVIEW đo dòng pha LSPMSM ............................................... 93

Hình 4.7 Encoder tương đối ................................................................................................ 94

Hình 4.8 Thiết kế giao diện LabVIEW đo lường đặc tính tốc độ và dòng điện LSPMSM 94

Hình 4.9 Khối tính toán LabVIEW đo lường đặc tính tốc độ và dòng điện LSPMSM ...... 95

Hình 4.10 Cấu hình rôto LSPMSM thực nghiệm khi chưa có và có NCVC ...................... 95

Hình 4.11 Nam châm vĩnh cửu NdFeB sử dụng trong LSPMSM thử nghiệm ................... 96

Hình 4.12 Quá trình lắp đặt LSPMSM thực nghiệm .......................................................... 96

Hình 4.13 Phối ghép LSPMSM thực nghiệm ..................................................................... 97

Hình 4.14 Thử nghiệm LSPMSM với tải máy phát ............................................................ 97

Hình 4.15 Đặc tính dòng khởi động LSPMSM 2,2 kW với MATLAB khi không tải ....... 98

Hình 4.16 Đặc tính dòng khởi động đo được với LSPMSM 2,2 kW khi không tải ........... 98

Hình 4.17 Đặc tính dòng khởi động mô phỏng và thực nghiệm LSPMSM 2,2 kW ........... 99

Hình 4.18 Đặc tính tốc độ khởi động của LSPMSM 2,2 kW với MATLAB

khi không tải ...................................................................................................... 99

Hình 4.19 Đặc tính tốc độ khởi động đo thực tế của LSPMSM 2,2 kW khi không tải .... 100

Hình A.1 Một số hình ảnh của động cơ 3K112-S4 HEM ................................................. 110

Hình A.2 Cấu tạo stato động cơ 3K112-S4 HEM ............................................................ 110

Hình A.3 Cấu tạo rãnh stato động cơ 3K112-S4 HEM .................................................... 111

Hình A.4 Cấu tạo rôto động cơ 3K112-S4 HEM .............................................................. 118

Hình A.5 Cấu tạo rãnh rôto động cơ 3K112-S4 HEM...................................................... 118

Hình B.1 Cấu trúc rôto LSPMSM .................................................................................... 131

Hình B.2 Mạch từ thay thế tương đương của LSPMSM .................................................. 131

xvi

MỞ ĐẦU

Tính cấp thiết của luận án

Trong những năm qua, Việt Nam đã tập trung đầu tư phát triển nguồn và lưới điện nhằm đảm bảo cung cấp điện cho các mục tiêu phát triển kinh tế - xã hội, đảm bảo an ninh, quốc phòng của đất nước và đáp ứng nhu cầu điện cho sinh hoạt của nhân dân. Tuy nhiên trong thời gian tới, Việt Nam sẽ còn gặp khó khăn trong việc bảo đảm cung cấp điện. Để ổn định nguồn điện cho sản xuất, kinh doanh và nhu cầu sinh hoạt thiết yếu của nhân dân, trong thời gian qua các Bộ, Ban, Ngành và Chính phủ Việt Nam đã ban hành nhiều chính sách, chỉ thị, đề án, giải pháp cụ thể để từng bước thực hiện tiết kiệm điện.

Với mục đích sử dụng năng lượng có hiệu quả, động cơ điện đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp (LSPMSM) với ưu điểm về hiệu suất sẽ là một giải pháp thay thế động cơ không đồng bộ (KĐB) trong một số lĩnh vực trong tương lai. Thống kê lại, LSPMSM có các ưu điểm sau đây:

- Hiệu suất biến đổi điện-cơ lớn.

- Khởi động trực tiếp từ lưới.

- So với động cơ KĐB cùng công suất, có thể chế tạo LSPMSM có kích thước nhỏ

gọn hơn.

- LSPMSM thuộc dòng động cơ đồng bộ NCVC, một dạng của động cơ không tiếp

xúc, vì vậy sẽ có tuổi thọ cao, dễ bảo dưỡng trong quá trình vận hành.

Bên cạnh những ưu điểm, LSPMSM tồn tại nhược điểm chính là khó khởi động. Quá trình khởi động còn phức tạp bởi sự có mặt mômen do NCVC sinh ra và mômen này không thể “ngắt” trong quá trình mở máy [5].

Do đó, nghiên cứu đặc tính khởi động LSPMSM sẽ là chìa khóa để phổ biến loại động cơ này. Vì vậy, “Nghiên cứu đặc tính khởi động động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp có xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài” là cấp thiết và có tính thời sự cao trong thời điểm hiện nay.

Mục đích của đề tài

Xây dựng mô hình toán để nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM có xét đến yếu tố bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài. Từ đặc tính khởi động thu được, đánh giá những yếu tố, thông số chính ảnh hưởng đến quá trình khởi động.

Đối tượng và phạm vi nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu của luận án là động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động

trực tiếp, do có ưu điểm về hiệu suất và hệ số công suất khi vận hành.

Phạm vi nghiên cứu

Nghiên cứu quá trình khởi động của LSPMSM có xét đến ảnh hưởng của bão hòa

mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài và thực nghiệm với động cơ công suất 2,2 kW.

Phương pháp nghiên cứu

Để thực hiện đề tài luận án, NCS sử dụng các phương pháp nghiên cứu là: Phương pháp nghiên cứu lý thuyết, phương pháp mô hình hóa và mô phỏng, phương pháp thực nghiệm.

Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của luận án

Ý nghĩa khoa học

Xây dựng được mô hình toán và mô phỏng quá trình khởi động của LSPMSM có xét

đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài.

Ý nghĩa thực tiễn

Kết quả nghiên cứu sẽ giúp ích cho các nhà thiết kế, chế tạo đánh giá và điều chỉnh

kết cấu để có đặc tính khởi động của LSPMSM phù hợp.

Các đóng góp mới của luận án

- Đề xuất mô hình toán và mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM có xét đến ảnh

hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài.

- Đề xuất phương pháp mô hình tham số tập trung để tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq của LSPMSM có xét đến ảnh hưởng bão hòa mạch từ.

- Nghiên cứu ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài ảnh hưởng đến quá trình khởi động của

LSPMSM.

- Thiết kế và chế tạo động cơ LSPMSM mẫu 3 pha, 2,2 kW, tốc độ 1.500 vg/phút và

thực nghiệm đặc tính khởi động, hiệu suất và hệ số công suất.

Kết cấu của luận án bao gồm

Phần mở đầu, 4 chương, kết luận và kiến nghị và 3 phụ lục, cụ thể: Chương 1: Tổng quan Chương 2: Mô hình toán và mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM Chương 3: Các yếu tố ảnh hưởng đến đặc tính khởi động của LSPMSM Chương 4: Thực nghiệm và đánh giá kết quả Kết luận và kiến nghị Phụ lục

CHƯƠNG 1. TỔNG QUAN

1.1 Lịch sử phát triển của LSPMSM

Động cơ đồng bộ NCVC khởi động trực tiếp (LSPMSM) đã có quá trình hình thành và phát triển lâu dài, có thể tóm tắt như sau [63]: Năm 1955, F. W. Merrill là người đầu tiên thiết kế, chế tạo một LSPMSM hoàn chỉnh, trong đó các thanh NCVC được chế tạo từ Ferrite và hợp kim Alnico. Tuy nhiên, NCVC Alnico có hệ số lực kháng từ Hc thấp, khả năng ổn định nhiệt không cao, NCVC Ferrite lại có mật độ từ thông dư Br thấp, độ giòn cao. Thêm vào đó, hai vật liệu NCVC trên có các đường đặc tính khử từ phi tuyến mạnh, vì vậy sẽ mất dần từ tính trong quá trình hoạt động. Tại thời điểm Merrill phát minh LSPMSM, các đặc tính từ tính không tốt của NCVC đã hạn chế khả năng phổ biến thương mại đối với loại động cơ mới đầy triển vọng này. Tiếp theo sự phát minh của Merrill, đã có một vài tổ chức và nhà sản xuất động cơ quan tâm đến động cơ LSPMSM. Khi công nghệ vật liệu NCVC phát triển với một số thành tựu đáng kể thì mối quan tâm đối với động cơ đồng bộ NCVC (PMSM) theo đó cũng tăng lên. Một bước ngoặt xuất hiện vào những năm 1980 cho ngành chế tạo động cơ, vật liệu NCVC đất hiếm ra đời. Trong đó, NCVC đất hiếm Neodymium Iron Boron (NdFeB) có các đặc tính ưu việt như có mật độ từ dư cao, tích số năng lượng cực đại (BHmax) lớn [25], [53] rất phù hợp trong chế tạo động cơ điện, đặc biệt là LSPMSM. Trong giữa thập kỷ 80, các nghiên cứu chủ yếu tập trung vào quá trình vận hành xác lập của LSPMSM và đã chứng minh ưu điểm về hiệu suất của dòng động cơ này. Tiếp sau đó, quá trình động được nghiên cứu thông qua mô hình toán phân tích được viết theo hệ trục tọa độ d-q của động cơ. Cuối thập niên 90, phương pháp phân tích phần tử hữu hạn bắt đầu được ứng dụng để mô phỏng quá trình đồng bộ và khởi động LSPMSM, đây là những vấn đề quan trọng nhất trong thiết kế động cơ. Ở cùng thời điểm, các phương pháp ước lượng thông số và phương pháp phân tích phần tử hữu hạn cũng được phát triển mạnh mẽ. Sau khoảng thời gian 10 - 12 năm tiếp theo, trong lĩnh vực sản xuất công nghiệp, người ta bắt đầu chú ý đến LSPMSM. LSPMSM được phát triển và ứng dụng trong công nghiệp xuất phát từ nhu cầu về động cơ có hiệu suất cao, chi phí vận hành thấp. Bên cạnh đó, xu hướng ứng dụng LPSMSM trong công nghiệp còn do LSPMSM đáp ứng các tiêu chuẩn quốc tế quy định hiệu suất đối với động cơ điện ngày càng cao. Trên thực tế, đã có nhiều quy định tiêu chuẩn hiệu suất năng lượng, chính sách năng lượng được ban hành tại Mỹ (1992), Canada (1997) và gần đây là Liên minh châu Âu vào tháng 6 năm 2014 ban hành tiêu chuẩn IEC 60034-30-1:2014. Tại Việt Nam, năm 2013 Tiêu chuẩn quốc gia TCVN 7540-1: 2013 đã được ban hành. Ở thời điểm hiện tại, LSPMSM đang được tập trung nghiên cứu với các cấu hình khác nhau, các thiết kế mới liên tục được phát minh nhằm mục đích “dễ dàng chế tạo” trong thiết kế và “dễ lắp đặt” trong vận hành.

1.2. Ưu điểm của LSPMSM

Theo [18], so với các động cơ ở thời điểm hiện nay như: động cơ KĐB rôto lồng sóc,

động cơ KĐB rôto dây quấn, động cơ đồng bộ, LSPMSM có các ưu điểm sau:

- Hiệu suất biến đổi điện-cơ lớn.

- Hệ số công suất cao, thậm chí có thể bằng một.

- Là một loại trong dòng động cơ đồng bộ không tiếp xúc, do vậy so với các động cơ

đồng bộ tiếp xúc khác chúng có tuổi thọ làm việc cao, dễ bảo dưỡng.

- Có khả năng khởi động trực tiếp từ lưới.

Chính vì những tính chất trên mà LSPMSM hiện đang được nghiên cứu sâu rộng và kỳ vọng sẽ thay thế cho động cơ KĐB (hiện đang được sử dụng phổ biến) trong một số lĩnh vực trong thời gian tới.

1.3 Nhược điểm của LSPMSM

Bên cạnh ưu điểm, LSPMSM còn tồn tại nhược điểm lớn cần phải khắc phục [5], [14]:

Động cơ khó khởi động.

1.4 Các nghiên cứu trong nước và thế giới về LSPMSM

1.4.1 Các nghiên cứu trong nước

Hiện nay, trong nước các nghiên cứu về LSPMSM chưa nhiều, có thể tóm tắt một số

nghiên cứu:

Bùi Đức Hùng và cộng sự (2013) [3] nghiên cứu thiết kế và chế tạo PMSM có công suất dưới 1 kW. Các tác giả nghiên cứu, thiết kế và chế tạo thành công động cơ PMSM công suất dưới 1 kW có tính ứng dụng cao trong đời sống.

Nguyễn Vũ Thanh (2015) [8] nghiên cứu thiết kế tối ưu động cơ đồng bộ 3 pha NCVC (LSPMSM). Trong nghiên cứu, tác giả tập trung xem xét thuật toán thiết kế, chế tạo hoàn chỉnh động cơ đồng bộ 3 pha NCVC khởi động trực tiếp từ lưới điện, từ đó thực hiện tối ưu để nâng cao hiệu suất, hệ số công suất cos và giảm thể tích NCVC động cơ chế tạo theo công nghệ đề xuất.

1.4.2 Các nghiên cứu trên thế giới

Ở thời điểm hiện tại, các nghiên cứu trên thế giới về LSPMSM đa dạng do vật liệu NCVC đất hiếm ngày càng rẻ và sẵn có. Thêm vào đó, tiêu chuẩn quốc tế cũng như các nước hiện nay đều yêu cầu hiệu suất đối với động cơ điện ngày càng cao, trong khi động cơ KĐB gần như đã đạt đến ngưỡng hiệu suất tối đa, việc nâng cao hiệu suất gặp khó khăn [16]. Vì vậy LSPMSM đang thu hút được sự được quan tâm từ các nhà nghiên cứu và sản xuất động cơ. Tóm lược các nghiên cứu trên thế giới về LSPMSM có thể kể đến như sau:

F. W. Merrill [63] được coi là người đầu tiên thiết kế, chế tạo một LSPMSM hoàn chỉnh vào năm 1955, tại thời điểm đó NCVC thường là Ferrite (oxít sắt) hoặc hợp kim AlNiCo (hợp kim của niken, nhôm, coban cùng với việc kết hợp một số chất phụ gia khác). Hình 1.1 biểu diễn mặt cắt ngang động cơ do Merrill phát minh, động cơ có 4 vòng lặp

từ thông (A, B, C và D). Với cấu hình sơ khai này, thành phần mômen từ trở của động cơ được bỏ qua.

Hình 1.1 Động cơ Merrill - Cấu hình của LSPMSM nam châm AlNiCo (nguồn: [63])

K. J. Binns và Banard (1971) [50] nghiên cứu và đánh giá hiệu suất của một dòng động cơ mới, động cơ LSPMSM. Các tác giả khẳng định, bằng việc thêm vào các thanh NCVC trong cấu trúc rôto, hiệu suất và hệ số công suất của động cơ đã được nâng cao đáng kể, không cần phải có cấu trúc rôto phức tạp hay công nghệ chế tạo chi phí lớn đi kèm. Cũng theo các tác giả, để đánh giá quá trình quá độ và xác lập của LSPMSM cần có một mô hình toán với các thông số đầu vào phụ thuộc cấu hình động cơ (cấu hình stato, rôto, vị trí các thanh nam châm, các tấm cản từ,…) [51].

Honsinger (1980) [78] nghiên cứu đề xuất mô hình toán của LSPMSM được viết theo hệ tọa độ d, q với các thông số đầu vào là điện áp, điện cảm, điện trở stato và rôto, từ thông không tải do NCVC sinh ra,… Do công nghệ tính toán thời điểm này chưa phát triển nên Honsinger không trực tiếp giải bài toán vi phân, mà thông qua mô hình toán Honsinger xây dựng các phương trình tính toán mômen KĐB (mômen lồng sóc) và mômen cản dưới dạng các hàm số giải tích. Cũng trong năm 1980 [79], Honsinger nghiên cứu phương pháp tính toán LSPMSM ở chế độ vận hành xác lập có tính đến tổn hao sắt. Ông đề xuất hai phương pháp, phương pháp đầu tiên ứng dụng lý thuyết máy điện đồng bộ thông thường bằng cách sử dụng các phương trình pha được hiệu chỉnh thông qua bổ sung mạch từ phụ. Phương pháp thứ hai ứng dụng tổng trở máy điện, trong đó tổng trở được hiệu chỉnh để tính đến ảnh hưởng của tổn hao sắt. Tác giả kết luận, khi thiết kế phải tính toán chi tiết các tổn hao, đặc biệt đối với các động cơ công suất nhỏ để có tổn thất sắt, tổn thất đồng nằm trong giới hạn đảm bảo chỉ tiêu về mặt hiệu suất. Honsigner (1982) [80] nghiên cứu tính toán một số thông số cơ bản của LSPMSM: Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục (Lmd), điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục (Lmq), sức điện động cảm ứng không tải (E0). Honsinger nghiên cứu một số cấu hình cơ bản của động cơ, từ cấu hình cơ bản sẽ giải quyết cấu hình khác phức tạp hơn. Trong nghiên cứu, Honsinger cũng cho rằng các đặc tính của LSPMSM ở chế độ vận hành xác lập phụ thuộc nhiều vào các thông số sức điện động cảm ứng không tải E0, điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục (Lmd, Lmq).

T. J. Miler (1984) [72] nghiên cứu quá trình khởi động của LSPMSM, trong đó tác giả tập trung nghiên cứu phân tích sâu ảnh hưởng của các thông số chính. Miller cho rằng

trong quá trình khởi động, mômen điện từ tổng là tổ hợp của các thành phần mômen KĐB (induction torque), mômen từ trở (reluctance torque) và mômen cản do NCVC sinh ra (braking torque). Trong các thành phần mômen, mômen do NCVC sinh ra làm cho tổng mômen kéo giảm, dẫn đến quá trình khởi động của LSPMSM gặp khó khăn. Miller kết luận, LSPMSM có đường đặc tính mômen/độ trượt dốc, do điện trở lồng sóc nhỏ, sẽ có khả năng đồng bộ hóa tốt, đặc biệt đối với động cơ công suất lớn. Nhưng ngược lại, có thể dẫn đến giá trị mômen mở máy bị suy giảm, trong trường hợp này phải thiết kế lồng sóc kép. Qua thực nghiệm với động cơ thí nghiệm 25 Hp, 3 pha, 460 V, tốc độ 1.800 vòng/phút, Miller nhấn mạnh quá trình khởi động là vấn đề then chốt của LSPMSM, vì vậy trong khi thiết kế cần phải lựa chọn các thông số hợp lý để đảm bảo quá trình khởi động của động cơ. Miller và cộng sự (2003) [73] nghiên cứu LSPMSM với cấu hình NCVC gắn chìm. Theo các tác giả, hiện tượng bão hòa mạch từ đặc biệt phức tạp đối với LSPMSM gắn chìm do các phần lõi thép bên trong kết cấu lúc vận hành sẽ có mức độ bão hòa khác nhau. Đôi khi bão hòa mạch từ sẽ làm thay đổi lớn đến giá trị điện cảm và sức điện động cảm ứng NCVC. Tuy nhiên các giá trị này thường được sử dụng trong các phương pháp truyền thống để tính toán mômen, dòng điện, điện áp,… vì vậy kết quả thu được sẽ có thể không đảm bảo chính xác. Bên cạnh phương pháp tính toán truyền thống, phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH) với khả năng giải quyết các bài toán điện từ trường với độ chính xác cao cũng được sử dụng để tính toán LSPMSM, nhưng tốc độ tính toán chậm. Từ đó, tác giả đề xuất phương pháp đồ thị sức từ động - từ thông (Flux - MMF Diagram) để tính toán mô phỏng LSPMSM. Qua nghiên cứu và thực nghiệm, Miller khẳng định phương pháp đồ thị sức từ động - từ thông đề xuất có thể xác định các thông số Xd, Xq, E0 tương tự phương pháp PTHH, ngoài ra phương pháp này có thể xác định các thông số trên trong điều kiện vận hành không phải lý tưởng.

M. A. Rahman, A. M. Osheiba và T. S. Radwan (1997) [54] nghiên cứu quá trình khởi động LSPMSM. Tác giả nghiên cứu mômen điện từ tổng hợp trong quá trình khởi động. Nghiên cứu cho rằng mômen điện từ tổng hợp là tổ hợp của mômen trung bình thời điểm vận hành xác lập và mômen dao động. Mômen trung bình sẽ có tác dụng kéo động cơ vào đồng bộ, trong khi đó mômen dao động làm cho động cơ rung và ồn trong quá trình khởi động. Từ phương trình mômen trung bình và mômen dao động, các tác giả đề xuất phương pháp tính toán mômen điện từ tổng hợp để nghiên cứu quá trình khởi động động cơ. Bên cạnh đó, tác giả cũng sử dụng phương trình mômen điện từ tổng hợp để nghiên cứu một số ảnh hưởng của tham số động cơ đến quá trình khởi động như: điện áp, tần số nguồn cấp, tỷ lệ cực lồi, điện áp không tải. Kết quả tính toán từ phương trình mômen tổng hợp đề xuất sẽ được so sánh với kết quả thử nghiệm trên một LSPMSM mẫu. Qua nghiên cứu về quá trình khởi động LSPMSM, các tác giả cho rằng các thông số của động cơ đều ảnh hưởng đến khả năng khởi động. Các tác giả kết luận với LSPMSM có mômen khởi động lớn (có khả năng khởi động với mômen tải cao, điện áp nguồn cấp nhỏ) thì khả năng đồng bộ hóa lại thấp, ngoài ra tần số nguồn cấp cao thì mômen điện từ tổng hợp sinh ra lại nhỏ, bên cạnh đó khả năng đồng bộ của LSPMSM còn phụ thuộc nhiều vào tỷ lệ cực lồi Xd/Xq.

Juliette Soulard, Hans - Peter Nee (2000) [48] nghiên cứu quá trình khởi động của LSMPSM. Nghiên cứu chỉ ra rằng khả năng khởi động của LSPMSM phụ thuộc nhiều vào thông số động cơ. Một số thông số chịu ảnh hưởng của một số yếu tố khác như nhiệt độ, vì vậy sẽ khó khăn để tính toán chính xác ở chế độ quá độ. Trên cơ sở phân tích, các tác giả

đề xuất phương trình tính toán mômen tải ứng dụng hàm Lyapunov. Các tác giả kết luận, đây là phương pháp đơn giản để xác định mômen tải lớn nhất mà động cơ LSPMSM có thể khởi động được. Bên cạnh đó, phương pháp cũng có thể được ứng dụng để xét ảnh hưởng của các thông số động cơ đến khả năng khởi động. Các tác giả cũng cho rằng điện áp nguồn cấp và điện trở rôto là hai thông số quan trọng nhất ảnh hưởng đến khả năng khởi động của động cơ. Ngoài ra, phương pháp đề xuất có thể được dùng để xác định mômen tải ngưỡng đối với khả năng khởi động với các điều kiện cho trước và cũng có thể ứng dụng để đánh giá sơ bộ ban đầu trong thiết kế.

Ugale, Nagabhushanrao, Chaudhari và Bhasme (2008) [62] nghiên cứu quá trình quá độ của LSPMSM khi ngắt nguồn cấp trong thời gian ngắn. Theo các tác giả, LSPMSM được thiết kế vận hành trong điều kiện điện áp nguồn cấp sin, tần số cố định, điện áp nguồn cấp liên tục, cân bằng,… Khi động cơ mất nguồn cấp, rôto sẽ giảm tốc độ từ từ, tốc độ quay rôto giảm sẽ khác với trường hợp động cơ KĐB do sự có mặt của NCVC trong rôto. Trong quá trình giảm tốc, động cơ vẫn còn tồn tại từ trường quay được sinh ra bởi NCVC trong rôto, từ trường này cảm ứng sức điện động kích thích sinh ra dòng cảm ứng trong stato, dòng cảm ứng sẽ sinh ra mômen cản làm cho quá trình giảm tốc chậm hơn. Khi điện áp cấp phục hồi trở lại, có sự sai pha giữa sức điện động kích từ và điện áp nguồn cấp, điều này có thể dẫn đến tác động có hại, đặc biệt là tác hại đối với NCVC. Tác hại do quá trình mất điện tạm thời phụ thuộc chủ yếu vào loại tải, vì vậy khi thiết kế phải đảm bảo rằng NCVC sẽ không bị khử từ dưới tác hại trên. Ugale, Singh, Bake và Chaudhari (2009) [61] nghiên cứu hiệu quả tiết kiệm năng lượng khi ứng dụng LSPMSM trong ngành nông nghiệp Ấn Độ. Theo nghiên cứu, trong lĩnh vực nông nghiệp động cơ KĐB 3 pha, công suất 5 Hp, 415 V, 7,3 A, bốn cực, 50 Hz, hiệu suất 85%, hệ số công suất 0,82 là loại được sử dụng phổ biến nhất. Để đánh giá, tác giả so sánh các cấu hình LSPMSM khác nhau. Trong đó, stato được tận dụng từ động cơ KĐB 5 Hp sẵn có, rôto được thiết kế lại lồng sóc để đảm bảo khả năng khởi động, bên trong lõi thép rôto đặt các thanh NCVC có hình dạng khác nhau. Các tác giả nghiên cứu 6 cấu hình rôto phổ biến của LSPMSM để đánh giá hiệu suất của từng cấu hình. Các tác giả cũng nghiên cứu với giả thiết động cơ KĐB 5 Hp được thay thế bởi LSPMSM trong thời gian một năm, giá trị phần năng lượng tiết kiệm được tính toán để đánh giá lợi ích của việc thay thế động cơ KĐB bằng LSPMSM. Các tác giả kết luận, với các nước có nền kinh tế mới nổi hoặc đang phát triển như Ấn Độ thì giải pháp tiết kiệm năng lượng là cần thiết. Bên cạnh đó, do chất lượng điện áp ở các vùng nông nghiệp, đặc biệt ở các vùng sâu, vùng xa rất thấp, nên động cơ KĐB hiện đang sử dụng với số lượng lớn chắc chắn sẽ không đảm bảo hiệu suất như thiết kế. Vì vậy, để nâng cao hiệu suất động cơ trong quá trình chuyển hóa năng lượng có thể sử dụng LSPMSM để thay thế động cơ KĐB. Nghiên cứu khẳng định, với lợi ích kinh tế nên tiếp tục nghiên cứu ứng dụng LSPMSM rộng rãi hơn trong ngành nông nghiệp Ấn Độ. Xa hơn nữa, nghiên cứu đề xuất thay đổi công nghệ chế tạo hiện có để đảm bảo năng lực sản xuất LSPMSM với số lượng lớn nhằm đáp ứng nhu cầu sử dụng LSPMSM trong tương lai.

T. Marčič, B. Štumberger, Gorazd Štumberger, M. Haǆiselimović, P. Virtić và D. Dolinar (2008) [76] nghiên cứu so sánh LSPMSM với động cơ KĐB. Các tác giả khẳng định ở chế độ vận hành xác lập, LSPMSM có hiệu suất và hệ số công suất lớn hơn động cơ KĐB. Tất cả LSPMSM thí nghiệm ở điện áp và tải định mức đều vận hành với nhiệt độ thấp hơn nhiệt độ vận hành của động cơ KĐB. Nghiên cứu kết luận, LSPMSM có khả năng khởi động trực tiếp và có nhiều ưu điểm trong vận hành nên trong tương lai sẽ là loại 7

Lồng sóc Tấm cản từ Nam châm vĩnh cửu

thay thế cho động cơ KĐB, nhưng đối với LSPMSM một pha thì cần tụ khởi động có giá trị lớn hơn đối với động cơ KĐB để đảm bảo khả năng khởi động trực tiếp. T. Marčič (2010, 2011) [75], [77] nghiên cứu một số dạng động cơ khởi động trực tiếp. Tine Marčič đưa ra ba loại động cơ khởi động trực tiếp là động cơ KĐB, động cơ từ trở và LSPMSM để nghiên cứu và so sánh hiệu suất giữa các dạng động cơ này (hình 1.2). Tác giả cho rằng động cơ từ trở có thể là một giải pháp thay thế động cơ KĐB nhưng chỉ ứng dụng cho động cơ công suất lớn, lý do là nhằm đảm bảo kích thước cản từ (Flux Barrier) để động cơ có thể khởi động. Nghiên cứu kết luận, LSPMSM gắn chìm với nhiều ưu điểm trong vận hành đang là hướng nghiên cứu để thay thế động cơ KĐB, đặc biệt là ở dải công suất nhỏ.

Động cơ KĐB Động cơ từ trở Động cơ LSPMSM Hình 1.2 Các dạng động cơ khởi động trực tiếp (nguồn: [27])

A. Takahashi, S. Kikuchi, K. Miyata, S. Wakui, H. Mikami, K. Ide, A. Binder (2008) [21] nghiên cứu mômen khởi động của LSPMSM. Các tác giả ứng dụng mô hình toán LSPMSM do Honsinger đề xuất để mô phỏng quá trình khởi động của động cơ. Nghiên cứu áp dụng tính toán cho LSPMSM thí nghiệm 3 pha, 5 kW, tốc độ 3000 vòng/phút, NCVC NdFeB. Kết quả mô phỏng được so sánh với kết quả thu được khi sử dụng phần mềm “LUVENS-EX5” ứng dụng phương pháp PTHH. Các tác giả kết luận với phương pháp đề xuất, mômen khởi động sẽ được phân tích chi tiết, cho phép hiểu sâu về cơ chế đồng bộ của LSPMSM. Cũng với các tác giả trên (2010) [22] nghiên cứu quá trình khởi động và xác lập của LSPMSM. Các tác giả nghiên cứu hai loại LSPMSM cực ẩn và cực lồi. Thông qua phần mềm mô phỏng ứng dụng phương pháp PTHH và kết quả đo lường thực tế, các tác giả phân tích các đặc tính quá độ và xác lập của hai loại LSPMSM. Các tác giả kết luận, LSPMSM cực lồi có đặc tính khởi động và vận hành xác lập tốt hơn LSPMSM cực ẩn, hiệu suất và hệ số công suất tăng tương ứng là 0,6% và 3,4%. A. Takahashi, S. Kikuchi, H. Mikami, K. Ide, A. Binder (2012) [20] nghiên cứu ứng dụng mô hình toán LSPMSM. Trong nghiên cứu, các tác giả sử dụng mô hình toán của LSPMSM viết theo hệ trục tọa độ d, q hiệu chỉnh từ mô hình do Honsinger đề xuất, trong đó bỏ qua hiệu ứng mặt ngoài và các tham số từ thông tản, từ thông từ hóa được xác định bằng phương pháp PTHH. Tác giả nghiên cứu thực nghiệm với LSPMSM thí nghiệm 3 pha, 2 cực, 5 kW, tốc độ 3000 vòng/phút, điện áp 200V. Qua nghiên cứu các tác giả kết luận, các đặc tính và mômen tải tới hạn trong quá trình khởi động thu được từ phương pháp đề xuất và phương pháp phần tử hữu hạn là tương đương nhau. Như vậy có thể khẳng định rằng, phương pháp đề xuất cho phép ước lượng đặc tính khởi động trong thời gian ngắn.

D. Aliabad, M. Mirsalim, N. F. Ershad (2010) [14] nghiên cứu cải tiến mômen, khả năng khởi động và chế độ vận hành xác lập của LSPMSM. Nghiên cứu đề xuất một phương pháp mở máy đơn giản dựa trên cuộn đổi cực stato, phương pháp này cho phép khắc phục nhược điểm khó khởi động của LSPMSM. Với phương pháp đề xuất, chất lượng đặc tính tốc độ khởi động tăng lên do làm giảm mômen cản, tăng điện trở lồng sóc trong quá trình mở máy, bên cạnh đó, khả năng đồng bộ hóa cũng được cải thiện đáng kể. 8

D. Aliabad, M. Mirsalim (2012) [13] nghiên cứu quá trình khởi động và mô hình toán LSPMSM. Các tác giả khẳng định, phương pháp đổi cực LSPMSM khi khởi động có rất nhiều ưu điểm như cải thiện mômen khởi động, tăng khả năng đồng bộ hóa và nâng cao hiệu suất ở chế độ vận hành xác lập, tuy nhiên khi đóng cắt đổi cực sẽ xuất hiện một vài dao động mômen có thể làm ảnh hưởng xấu đến quá trình quá độ. Biên độ dao động khi đóng cắt đổi cực phụ thuộc vào tốc độ động cơ, thời điểm đóng cắt, biên độ dao động này lớn có thể dẫn đến chế độ vận hành không ổn định, thậm chí còn làm cho LSPMSM hoạt động dưới tốc độ đồng bộ. Vì vậy cần thiết phải nghiên cứu sâu hơn để có thể lợi dụng triệt để ưu điểm của phương pháp đổi cực khi khởi động.

D. Stoia, S. S. Sorea, C. Apetrei, D. M. Ionel, A. Popa, E. Demeter, D. Ştefan (1997) [35] nghiên cứu quá trình khởi động của LSPMSM. Các tác giả đề xuất phương pháp tính toán mômen khởi động LSPMSM thông qua giải pháp đo lường và thu thập dữ liệu. Các thông số đầu vào (dòng, áp, độ trượt) được đo thông qua card CIO-AD16JR tốc độ cao và sẽ là dữ liệu trong khâu tính toán trên máy tính ứng dụng các phương trình cơ bản của LSPMSM. Kết quả đầu ra là đặc tính mômen điện từ khởi động theo thời gian, hoặc các thành phần mômen phụ thuộc vào độ trượt s tương ứng. Với phương pháp này, đòi hỏi phải có sẵn động cơ để thử nghiệm. D. Stoia, M. Cernat, K. Hameyer, D. Ban (2009) [33] nghiên cứu đề xuất phương pháp tính toán kích thước NCVC để đảm bảo hài hòa quá trình khởi động và vận hành xác lập của LSPMSM, điểm làm việc của NCVC được thiết kế sao cho có lợi nhất về mặt năng lượng. D. Stoia, O. Chirilă, M. Cernat, K. Hameyer, D. Ban (2010) [34] nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM. Nghiên cứu phân chia quá trình khởi động của LSPMSM thành ba giai đoạn: Giai đoạn 1 là giai đoạn tăng tốc, lúc này dòng khởi động cao, mômen KĐB và mômen cản đạt giá trị cực đại, khi tốc độ động cơ nhỏ hơn nửa tốc độ đồng bộ sẽ xuất hiện các khoảng “giảm tốc”; Giai đoạn 2 là giai đoạn kéo vào đồng bộ, lúc này LSPMSM đi vào trạng thái dao động quanh điểm cân bằng (tốc độ đồng bộ); Giai đoạn 3 là quá trình đồng bộ hóa, mômen cản do NCVC sinh ra luôn dương, mômen kéo lồng sóc giảm dần giá trị về không.

İlhan Tarimer (2009) [44] nghiên cứu đánh giá hiệu suất vận hành xác lập một số cấu hình điển hình của LSPMSM. İlhan Tarimer nghiên cứu tám loại cấu hình rôto LSPMSM phổ biến nhất (hình 1.3).

a) b) c) d)

e) g) f) h) Hình 1.3 Tám cấu hình LSPMSM phổ biến (nguồn: [44])

Sử dụng công cụ mô phỏng ANSYS/RMxprt cho tám dạng động cơ với bốn vật liệu NCVC khác nhau (Alnico9, SmCo28, NdFeB35, XG196/96 ), tác giả kết luận LSPMSM là động cơ có hiệu suất cao. Hiệu suất của LSMPSM chủ yếu phụ thuộc vào vật liệu NCVC và cấu hình rôto. Tác giả cũng chỉ ra rằng, trong tám cấu hình phổ biến thì cấu hình (f) với NCVC NdFeB-N35 bố trí hình chữ “V” sẽ cho hiệu suất cao nhất. Bên cạnh đó, hiệu suất LSPMSM còn phụ thuộc một số yếu tố khác tại thời điểm vận hành, ví dụ như nhiệt độ.

A. Nekoubin (2011) [24] cũng nghiên cứu LSPMSM và đánh giá hiệu suất của một số dạng cấu hình rôto LSPMSM, Nekoubin nghiên cứu ba cấu hình rôto cơ bản LSPMSM như hình 1.3 c, h, f. Nakoubin kết luận, việc lựa chọn cấu hình rôto đóng vai trò quyết định đến hiệu suất của LSPMSM, trong ba cấu hình, cấu hình f, NCVC một cực bố trí hình chữ “V” có hiệu suất cao nhất.

M. H. Soreshjani, A. Sadoughi (2014) [56] nghiên cứu so sánh động cơ KĐB và LSPMSM dựa trên mô hình của hai dạng động cơ, trong đó mô hình toán động cơ KĐB và LSPMSM được viết theo hệ tọa độ d, q. Nghiên cứu sử dụng động cơ thí nghiệm KĐB lồng sóc 3 pha, 4 cực, công suất 0,75 kW; LSPMSM được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB trên, phần mềm MATLAB/Simulink được dùng để mô phỏng mô hình toán của hai loại động cơ. Từ kết quả thu được, nghiên cứu kết luận quá trình khởi động của LSPMSM chịu ảnh hưởng lớn khi mômen tải lớn và giá trị điện áp đầu vào nhỏ. Nhưng LSPMSM có đặc tính vận hành tốt hơn động cơ KĐB, vì vậy sẽ tiết kiệm năng lượng nếu dùng LSPMSM thay thế cho động cơ KĐB. Cũng năm 2014, M. H. Soreshjani, R. Heidari và A. Ghafari [57] nghiên cứu ứng dụng phương pháp điều khiển trực tiếp từ thông và mômen cho LSPMSM và so sánh với động cơ đồng bộ NCVC (PMSM). Trong nghiên cứu, mô hình toán của PMSM và LSPMSM được viết theo hệ tọa độ d, q. Nghiên cứu áp dụng cho PMSM và LSPMSM thí nghiệm 3 pha, công suất 1 kW, 4 cực, 50 Hz, 380 V, trong đó hai loại động cơ có kết cấu stato giống nhau, chỉ khác nhau về cấu tạo rôto. Các tác giả khẳng định, LSPMSM hoàn toàn có thể thay thế PMSM và động cơ KĐB trong các ứng dụng điều khiển tốc độ (Adjustable Speed Drive-ASD), thậm chí trong một số phương pháp điều khiển, LSPMSM đáp ứng tốt hơn (ví dụ phương pháp điều khiển định hướng từ trường (FOC)). A.R.Sadoughi, M.Zare và M. Azizi (2015) [19] nghiên cứu quá trình cấp nguồn từ bộ điều khiển điện vòng lặp hở điện áp/tần số (VF) cho LSPMSM và động cơ KĐB trong điều kiện cùng công suất và cùng số cặp cực. Nghiên cứu sử dụng MATLAB/Simulink để mô phỏng mô hình toán của động cơ KĐB lồng sóc, bốn cực, 1,1 kW của hãng Motogen Tabiz - Iran và LSPMSM bốn cực, 1,1 kW được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB trên. Từ kết quả thu được, các tác giả kết luận, với công nghệ điều khiển V/F vòng lặp hở, động cơ KĐB sẽ cải thiện hệ số công suất, giảm dòng làm việc, trong khi đó động cơ LSPMSM bị giảm hệ số công suất, tăng dòng làm việc. LSPMSM luôn có mômen đập mạch và chỉ số điều hòa dòng stato vượt ngưỡng cho phép.

A. H. Isfahani, S. V. Zadeh (2009) [16] nghiên cứu tương lai phát triển của LSPMSM. Các tác giả khẳng định, ngày nay một số tổ chức như NEMA và IEEE đã ban hành các tiêu chuẩn mới đối với động cơ điện, trong đó yêu cầu hiệu suất vận hành ngày càng cao. Thực tế ở châu Âu và Mỹ trong thời gian qua đã thực hiện nhiều giải pháp để sử dụng năng

lượng có hiệu quả, trong đó chủ yếu tập trung nâng cao hiệu suất động cơ điện KĐB do động cơ KĐB hiện đang chiếm 96% công suất tiêu thụ điện dành cho động cơ toàn nước Mỹ. Tuy nhiên việc nâng cao hiệu suất động cơ KĐB bằng cách tối ưu hóa thiết kế vẫn chưa thu được kết quả khả quan, một giải pháp thay thế là sử dụng PMSM. Nhưng PMSM lại đòi hỏi biến tần hoặc các thiết bị phụ để khởi động vì vậy sẽ không hiệu quả khi ứng dụng đối với các tải quạt, bơm, máy nén khí. LSPMSM với khả năng khởi động trực tiếp, hiệu suất cao, tốc độ làm việc chỉ phụ thuộc tần số nguồn cấp, tuổi thọ cao nên rất phù hợp cho các ứng dụng tải bơm, quạt, máy nén khí. Ngược lại, LSPMSM có nhược điểm là giá thành vẫn còn cao do có NCVC, thêm vào đó là khó khởi động và đồng bộ hóa. Vì vậy, khi lựa chọn LSPMSM, người sử dụng cần phải xem xét hiệu quả kinh tế khi đầu tư, vận hành, đồng thời phải tính toán khả năng khởi động của động cơ với tải. A. H. Isfahani, S. V. Zadeh (2011) [17] nghiên cứu ảnh hưởng của điện cảm từ hóa đến đặc tính khởi động LSPMSM. Trong nghiên cứu các tác giả vẫn cho rằng điện cảm từ hóa đồng bộ là hằng số. Các tác giả xem xét ảnh hưởng của điện cảm từ hóa đồng bộ lên quá trình khởi động của động cơ LSPMSM thông qua hai kết cấu rôto khác nhau. Ứng dụng mô hình toán của LSPMSM được viết theo hệ tọa độ d, q để mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM. Cũng trong năm 2011, A. H. Isfahani, S. V. Zadeh, M. A. Rahman [18] nghiên cứu khả năng đồng bộ hóa của LSPMSM, các tác giả đề xuất phương pháp đơn giản nhưng chính xác để dự đoán khả năng đồng bộ hóa của LSPMSM. Độ chính xác của phương pháp đề xuất được kiểm tra với kết quả thu được bằng phương pháp PTHH. Kết quả cho thấy, phương pháp đề xuất có sai số trong khoảng 15% so với phương pháp PTHH, sự sai lệch này chủ yếu do bỏ qua cực lồi mạch từ và giả thiết độ trượt là hàm sin của góc tải.

S. F. Rabbi, M. A. Rahman (2014) [64], [65], [66], [67], [68], [69] nghiên cứu động cơ đồng bộ NCVC gắn chìm từ trễ khởi động trực tiếp (LSHIPMM) là một dạng đặc biệt của LSPMSM và lĩnh vực ứng dụng của động cơ này. Các tác giả đề xuất nghiên cứu một LSHIPMM trong đó rôto gồm có hai thành phần là thép và nhôm (thành phần thép tạo mạch vòng từ trễ được cấu tạo từ hợp kim thép - cobalt (tỷ lệ 36% cobalt)), bên trong lõi thép có gắn các thanh NCVC; thành phần nhôm ở giữa lõi thép là trụ nhôm đúc đặc, cấu tạo rôto như hình 1.4). Rabbi và Rahman cũng đề xuất mô hình toán cho LSHIPMM, từ đó mô phỏng quá trình quá độ để đánh giá khả năng khởi động của LSHIPMM. Mô hình toán của LSHIPMM do Rabbi và Rahman được viết theo hệ tọa độ d, q, trong đó có bổ sung tổn hao vòng lặp từ trễ. Nghiên cứu áp dụng tính toán cho LSHIPMM từ trễ thí nghiệm 3 pha, bốn cực, 208 V, 2,5 kW, kết quả cho thấy đặc tính thu được từ mô phỏng mô hình toán đề xuất và thực nghiệm là tương đương nhau. Vì vậy, tác giả khẳng định sự chính xác của mô hình toán đề xuất và khả năng khởi động trực tiếp của LSPMSM từ trễ. Bên cạnh đó, các tác giả còn nghiên cứu khả năng ứng dụng của LSHIPMM cho tải bơm chìm. Kết quả cho thấy ưu điểm về hiệu suất và độ tin cậy của LSHIPMM, do đó các tác giả kết luận động cơ thích hợp trong các ứng dụng đối với tải bơm ở môi trường biển xa bờ.

Hình 1.4 Cấu hình rôto LSHIPMM (nguồn: [64] ÷ [69])

Nam châm vĩnh cửu

Trục

Lõi thép

Lồng sóc

H. Saikura, S. Arikawa, T. Huguchi, Y. Yokoi, T. Abe (2014) [42] đề xuất thiết kế LSPMSM với NCVC gắn bề mặt có hiệu suất cao. Cấu hình đề xuất có ưu điểm là chỉ với hai thanh NCVC động cơ sẽ có bốn cực (LSPMSM gắn chìm bốn cực thông thường phải có ít nhất bốn thanh NCVC). Ưu điểm nữa của thiết kế là động cơ có mômen khởi động cao hơn LSPMSM gắn chìm, trong khi mômen vận hành xác lập là như nhau. Bên cạnh đó, các tác giả cũng nghiên cứu ba cấu hình LSPMSM khác nhau, trong đó hai cấu hình được bổ sung các thanh NCVC nhỏ phụ trợ. Từ kết quả mô phỏng bằng phần mềm ứng dụng phương pháp PTHH, các tác giả kết luận các cấu hình LSPMSM có NCVC gắn bề mặt đề xuất đều cho khả năng khởi động trực tiếp, trong đó cấu hình 3 có hiệu suất cao nhất. Các cấu hình có mômen khởi động và xác lập là tương đương nhau.

Cấu hình 1 Cấu hình 2 Cấu hình 3

Hình 1.5 Cấu hình LSPMSM do H. Saikura và cộng sự đề xuất (nguồn: [42])

J. J. Lee, Y. K. Kim, S. H. Rhyu, I. S. Young (2013) [47] nghiên cứu một số cấu hình LSPMSM 3 pha hiệu suất cao. Các tác giả nghiên cứu hai cấu hình rôto LSPMSM bốn cực, công suất 750 W, điện áp nguồn cấp 380 V, tốc độ 1.800 vòng/phút (hình 1.6). Từ kết quả mô phỏng sử dụng phần mềm ứng dụng phương pháp PTHH, các tác giả kết luận cả hai cấu hình trên đều cho hiệu suất làm việc cao khi so sánh với động cơ KĐB có cùng công suất (cấu hình 1: 93,5%; cấu hình 2: 94,1%), hệ số công suất lớn (cấu hình 1: 0,91; cấu hình 2: 0,96). Ngoài ra các tác giả cũng kết luận cấu hình 2 (NCVC bố trí chữ V) cho hiệu suất cao hơn cấu hình 1, nguyên nhân do sự chênh lệch giữa điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục lớn hơn.

Cấu hình 2 Cấu hình 1 Hình 1.6 Cấu hình và mật độ từ thông của LSPMSM khi phân tích bằng FEM (nguồn: [47])

1.5 Kết luận

Từ các nghiên cứu trong và ngoài nước liên quan đến LSPMSM có thể rút ra một số

kết luận sau:

- Động cơ KĐB hiện nay phổ biến do có kết cấu cơ học vững chắc, tin cậy, nhưng hiệu suất thấp hơn nếu so sánh với các dòng động cơ đồng bộ. Trong xu hướng tiết kiệm điện của thế giới nói chung và của Việt Nam nói riêng, trong thời gian tới sẽ có nhiều tiêu chuẩn yêu cầu về hiệu suất ngày càng cao đối với động cơ, do vậy động cơ KĐB có thể sẽ không đáp ứng được. LSPMSM ngoài ưu điểm của dòng động cơ đồng bộ NCVC là hiệu suất vận hành cao, kết cấu nhỏ gọn, tuổi thọ cao… còn có ưu điểm là có thể khởi động trực tiếp. Vì vậy, LSPMSM sẽ là một giải pháp thay thế cho động cơ KĐB trong một số lĩnh vực trong tương lai.

- Ở thời điểm gần đây, do sự phát triển của công nghệ chế tạo vật liệu NCVC đặc biệt là NCVC đất hiếm NdFeB ngày càng rẻ, nên vấn đề khởi động LSPMSM được xem là yếu tố then chốt quyết định sự phổ biến của động cơ này. Vì vậy, nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM và giải pháp nâng cao chất lượng khởi động của động cơ hiện có tính thời sự cao.

- Tổng hợp các nghiên cứu trong và ngoài nước, có hai phương pháp phổ biến khảo sát đặc tính khởi động của LSPMSM: Phương mô hình hóa máy điện, trong đó LPSMSM được mô hình bằng các hệ phương trình vi phân được viết theo hệ tọa độ d-q [13], [17], [21], [56], [64],… và phương pháp hiện đại sử dụng các phần mềm ứng dụng phương pháp PTHH [14], [22], [42], [47]. Trên cơ sở đó, luận án lựa chọn phương pháp mô hình hóa là phương pháp để nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM, tuy nhiên phương pháp PTHH sẽ được luận án vận dụng để kiểm chứng các kết quả từ phương pháp mô hình hóa.

- Ở thời điểm hiện tại, mô hình toán của LSPMSM do Honsigner đề xuất [78] viết theo hệ trục tọa độ d-q vẫn được ứng dụng rất nhiều [13], [21], [56], [66], [67], [82]. Nhưng các hiện tượng bão hòa mạch từ, hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài vẫn chưa được xét đến trong các nghiên cứu trên. Để khắc phục hạn chế này, luận án đề xuất hướng nghiên cứu xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài trong mô hình toán để nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM nhằm khắc phục để kết quả mô phỏng chính xác hơn.

- Đối với ảnh hưởng của bão hòa mạch từ:

+ Điện kháng từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục (Lmd, Lmq) là hai thông số trong mô hình toán LSPMSM, khi xét đến ảnh hưởng bão hòa mạch từ, hai thông số trên phải được xem xét là các đại lượng phi tuyến.

+ Do ảnh hưởng của bão hòa mạch từ, điện cảm tản stato, rôto Lls, L’lr cũng bị ảnh

hưởng và phải được xét là đại lượng phi tuyến.

- Đối với ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài:

LSPMSM có cấu tạo rôto lồng sóc, trong quá trình khởi động do ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài nên điện trở và điện kháng tản rôto phải được xét là các đại lượng phi tuyến.

CHƯƠNG 2. MÔ HÌNH TOÁN VÀ MÔ PHỎNG

ĐẶC TÍNH KHỞI ĐỘNG CỦA LSPMSM

2.1 Mô hình máy điện đồng bộ tổng quát

Sơ đồ tổng quát của máy điện đồng bộ được xác định [9]:

Hình 2.1 Sơ đồ tổng quát của máy điện đồng bộ (nguồn: [9])

Sơ đồ máy điện tổng quát được thể hiện ở hình 2.1, trong đó . Rôto có dây

quấn kích từ và dây quấn cản. Bỏ qua dòng điện Phuco, phía rôto có hai dây quấn và stato có một dây quấn.

wd, wq - dây quấn phần ứng trục d, q; ud, uq - điện áp trên dây quấn wcd, wcq; wcd, wcq - dây quấn cản trục d, q; wfd, wfq - dây quấn kích từ; uf - điện áp kích từ. Dây quấn kích từ của máy điện đồng bộ chỉ đặt trên một trục - trục dọc. Để giảm số thành phần sức điện động quay trong các phương trình, ta sử dụng sơ đồ tổng quát có dây quấn phần ứng đặt trên phần quay (hình 2.2). Quá trình biến đổi năng lượng điện - cơ giữa các dây quấn không lệ thuộc vào các dây quấn đứng yên hay chuyển động mà chỉ phụ thuộc vào các dây quấn đó chuyển động tương đối với nhau như thế nào.

Hình 2.2 Sơ đồ tổng quát của máy điện đồng bộ có dây quấn phần ứng đặt ở stato, dây quấn phần cảm ở rôto (nguồn: [9])

Hệ phương trình tổng quát của máy điện đồng bộ thường được viết theo hệ tọa độ d, q. Nếu phần cảm đặt ở rôto, giữa rôto, từ trường quay đồng bộ, cảm ứng ở dây quấn stato dòng điện xoay chiều hình sin. Như đã phân tích, quá trình biến đổi điện cơ trong máy điện sẽ không đổi nếu cho rôto và từ trường quay đứng yên, để máy điện không quay tương đương với máy điện quay, thêm thành phần sức điện động quay vào dây quấn phần ứng, tần số dòng điện dây quấn phần ứng sẽ bằng không. Hệ thống tọa độ d, q của máy điện đồng bộ rất tiện lợi vì có thể sử dụng mô hình một chiều. Dựa vào sơ đồ hình 2.2, có hệ phương trình cân bằng điện áp:

(2-1)

Trong đó:

wr - tốc độ góc rôto;

id, iq - dòng điện dọc trục, ngang trục phần ứng;

if - dòng kích từ;

icd, icq - dòng điện dây quấn cản dọc trục, ngang trục.

Từ thông móc vòng được xác định bằng các phương trình:

(2-2)

Trong đó:

Ld, Lq - điện cảm phần ứng dọc trục và ngang trục;

Lf - điện cảm dây quấn kích từ;

Lcd, Lcq - điện cảm dây quấn cản dọc trục và ngang trục;

Md, Mq - hỗ cảm giữa dây quấn dọc trục và ngang trục.

Như các máy điện khác, điện cảm toàn phần bằng tổng hỗ cảm và điện kháng tản, L = M + Lt. Giả thiết rằng, từ thông hỗ cảm dọc trục và ngang trục đều móc vòng với tất cả các dây quấn, trong khi từ thông tản chỉ móc vòng một dây quấn.

Mômen được xác định bằng công thức (theo dòng điện): (2-3)

Trong đó: M = Md = Mq khi máy điện là cực ẩn.

Hoặc mômen được xác định bằng công thức (theo từ thông móc vòng): (2-4)

Đối với máy điện cực lồi có thêm thành phần mômen phản kháng xuất hiện do khả

năng dẫn từ khác nhau giữa dọc trục và ngang trục.

Hệ phương trình tổng quát biểu diễn quá trình biến đổi điện - cơ của máy điện đồng bộ:

(2-5)

Dây quấn cản chỉ làm việc khi rôto dao động hoặc chạy không đúng tốc độ đồng bộ,

có thể bỏ qua dây quấn cản, khi đó:

(2-6)

Trong đó: Ld = Md + Ltd, Lq = Mq + Ltq, Lf = Md + Ltf (2-7) Ltd, Ltq, Ltf - điện cảm tản dây quấn phần ứng dọc trục, ngang trục và điện cảm tản dây

quấn kích từ. Thay các giá trị (2-7) vào (2-6) có:

(2-8)

Kết hợp các thành phần với phương trình cân bằng mômen, có hệ phương trình tổng quát (cân bằng điện áp, cân bằng mômen) của máy điện đồng bộ chung cho chế độ xác lập và quá độ:

(2-9)

Trong đó:

J - mômen quán tính; p - số đôi cực; M - gồm mômen điện từ và mômen cơ.

2.2 Mô hình toán LSPMSM

Năm 1980 Honsinger [78] đề xuất mô hình toán của LSPMSM được viết theo hệ tọa độ d, q với các tham số đầu vào là điện áp, điện cảm, điện trở stato và rôto, từ thông do NCVC sinh ra. Tuy nhiên, do công nghệ thời điểm đó không cho phép giải gần đúng các bài toán vi phân nên trong nghiên cứu Honsinger không trực tiếp giải bài toán vi phân mà thông qua đó đưa ra phương trình giải tích tính toán mômen theo độ trượt s.

Từ mô hình toán máy điện đồng bộ tổng quát, Honsinger đề xuất mô hình toán cho LSPMSM. Trong mô hình toán LSPMSM, Honsinger bổ sung sự có mặt của lồng sóc thông qua các phương trình từ thông và điện áp rôto liên quan. Bên cạnh đó, Honsinger cho rằng các động cơ đồng bộ thông thường thì vai trò kích từ trong quá trình khởi động không có nhưng đối với LSPMSM thì sự có mặt của NCVC trong quá trình khởi động là vô cùng quan trọng, vì vậy Honsinger bổ sung thêm đại lượng từ thông do NCVC sinh ra trong mô hình tính toán của LSPMSM.

Mô hình LSPMSM Honsinger đề xuất:

(2-10)

Nếu động cơ chỉ có kích từ NCVC

(2-11)

Hiện nay, mô hình toán LSPMSM do Honsinger đề xuất vẫn tiếp tục sử dụng trong nhiều nghiên cứu để khảo sát LSPMSM [13], [19], [20], [21], [56], [57], [64], [67],… Về cơ bản, mô hình LSPMSM do Honsinger đề xuất vẫn được kế thừa hoàn toàn, trong đó các tác giả thể hiện các đại lượng điện cảm, dòng điện, điện áp, từ thông móc vòng do NCVC sinh ra ở dạng chi tiết và dễ hiểu hơn.

Mô hình toán LSPMSM hiện nay đang được ứng dụng như sau [30], [56]:

Phương trình điện áp:

Điện áp stato

(2-12)

Điện áp rôto

(2-13)

Phương trình từ thông:

Từ thông stato

(2-14)

Từ thông rôto

(2-15)

Trong đó:

wr - tốc độ góc rôto;  'm - từ thông móc vòng stato do NCVC sinh ra; Lls - điện cảm tản dây quấn stato; Lmd - điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục; Lmq - điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục; ids - thành phần dòng stato dọc trục; iqs - thành phần dòng stato ngang trục;

i'dr - thành phần dòng rôto quy đổi dọc trục; i'qr - thành phần dòng rôto quy đổi ngang trục.

Hình 2.3 và 2.4 là sơ đồ mạch điện thay thế dọc trục và ngang trục của LSPMSM thỏa mãn các phương trình điện áp và từ thông trong mô hình toán (2-12) ÷ (2-15), trong đó để mô hình hóa thay thế  'm = Lrc.i'm, Lrc là điện kháng giả tưởng NCVC, i’m là dòng từ hóa tương đương quy đổi sang stato của NCVC [30], [49], [56]:

Hình 2.3 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d của LSPMSM

Hình 2.4 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q của LSPMSM

Mômen điện từ của LSPMSM được xác định [30], [56]:

(2-16)

Như vậy mômen điện từ của LSPMSM bao gồm ba thành phần:

Mkđb - thành phần mômen KĐB;

Mkt - thành phần mômen kích từ;

Mttr - thành phần mômen từ trở.

Mômen điện từ:

Mđt = Mkđb + Mkt + Mttr

Từ (2-16) có thể nhận thấy, mômen điện từ của LSPMSM phức tạp hơn rất nhiều so với động cơ KĐB, động cơ đồng bộ NCVC. Các thành phần mômen kích từ, mômen từ trở sẽ tương đương với động cơ đồng bộ NCVC, nhưng LSPMSM khác là có thêm thành phần mômen KĐB và thành phần này đóng vai trò quyết định đến khả năng khởi động của động cơ [57].

2.3 Mô phỏng LSPMSM

2.3.1 Mô phỏng LSPMSM từ mô hình toán

Trong mục 2.2, mô hình toán của LSPMSM được mô tả gồm các hệ phương trình vi phân của điện áp, từ thông (2-12) ÷ (2-15). Để mô phỏng các đặc tính LSPMSM từ mô hình toán, luận án ứng dụng phần mềm MATLAB/Simulink.

2.3.1.1 MATLAB và bài toán vi phân

Trong vài thập kỷ gần đây, với sự phát triển mạnh mẽ của công nghệ máy tính, đặc biệt là máy tính cá nhân (PC) với khả năng tính toán mạnh mẽ đã mang lại một công cụ tính toán vô cùng hữu hiệu cho các nhà kỹ thuật trong việc giải các bài toán liên quan đến phương trình vi phân. Trước đây các phương trình vi phân gần như không giải được dưới dạng nghiệm tường minh, hoặc nếu giải gần đúng cũng rất khó khăn do khối lượng tính toán quá lớn và phức tạp. Ngày nay, máy tính hiện đại đã giúp con người giải quyết các tính toán số học, thời gian tính toán ngắn, vì vậy các bài toán liên quan đến phương trình vi phân đã được giải gần đúng với độ chính xác cao.

Bên cạnh sự phát triển của máy tính, các phần mềm ứng dụng các phương pháp giải gần đúng hỗ trợ việc lập trình tính toán để mô phỏng đối tượng nghiên cứu cũng rất đa dạng và tiện dụng. Trong luận án sử dụng phần mềm MATLAB để giải bài toán vi phân từ mô hình toán LSPMSM nhằm mô phỏng đặc tính khởi động với một số lý do như sau [6]:

- MATLAB là phần mềm đã được phát triển trong thời gian dài, phổ biến, các tài liệu

hướng dẫn đi kèm sẵn có và đa dạng.

- MATLAB là một bộ chương trình phần mềm lớn trong lĩnh vực toán số. Tên của chương trình chính là sự viết tắt của MATrix LABoratory, thể hiện định hướng chính của chương trình là các phép tính vector và ma trận. Phần cốt lõi của chương trình bao gồm một số hàm số toán, các chức năng nhập/xuất cũng như các khả năng điều khiển chu trình mà nhờ đó ta có thể dựng nên các Scripts.

- Đối với các mục đích sử dụng khác nhau, người sử dụng có thể tùy chọn bổ sung các bộ công cụ (Toolbox) với phạm vi chức năng cần dùng. Một số Toolbox có thể thấy trong lĩnh vực điện, tự động hóa như: Control System, Signal Processing, Optimization, Power System, Simulink…

2.3.1.2 Mô phỏng LSPMSM bằng MATLAB/Simulink

Simulink là phần chương trình mở rộng của MATLAB nhằm mục đích mô hình hóa, mô phỏng và khảo sát các hệ thống động học [6], [43]. Giao diện đồ họa trên màn hình của Simulink cho phép thể hiện hệ thống dưới dạng sơ đồ tín hiệu với các khối chức năng quen thuộc. Simulink cung cấp cho người sử dụng một thư viện rất phong phú, sẵn có với số lượng lớn các hàm chức năng cho các hệ tuyến tính, phi tuyến và gián đoạn. Bên cạnh đó, người sử dụng cũng có thể tạo nên các khối hàm riêng của mình. Một số hàm giải gần đúng phương trình vi phân được sử dụng trong MATLAB/Simulink có thể được tổng kết như bảng 2.1 sau:

Bảng 2.1 Các hàm giải gần đúng phương trình vi phân trong Simulink

Hàm Thứ tự chính xác Mục đích sử dụng

Ode45 Trung bình Hầu hết các bài toán

Ode23 Thấp Cho các bài toán độ sai số cao

Ode113 Từ thấp đến cao Cho các bài toán đòi hỏi độ sai số cao

Ode15s Từ thấp đến trung bình Trong trường hợp ode45 tính toán chậm

Ode23s Thấp Trong trường hợp hệ cứng cho phép mức độ sai số cao

Ode23t Thấp Cho các bài toán sai số trung bình

Ode23tb Thấp Cho các bài sai số thấp

Ứng dụng phần mềm MATLAB/Simulink để mô phỏng đặc tính khởi động từ mô hình toán của LSPMSM với các hệ phương trình vi phân (2-12) ÷ (2-15), kết quả thu được sẽ là đặc tính LSPMSM ở trạng thái quá độ và xác lập của LSPMSM. Trong phần này, các thông số LSPMSM được xét trong khi mô phỏng là các hằng số. Các yếu tố chính ảnh hưởng đến đặc tính khởi động và một số biện pháp nâng cao chất lượng khởi động sẽ được đề cập và tính toán chi tiết ở các phần sau.

Một số sơ đồ khối MATLAB/Simulink được sử dụng để mô phỏng LSPMSM từ mô

hình toán được thể hiện tại hình 2.5 ÷ 2.8.

a) Khối biến đổi điện áp theo biến đổi Park

Hình 2.5 Khối biến đổi uabc sang udq

- Mục đích: Từ giá trị điện áp nguồn cấp 3 pha, biến đổi sang điện áp dọc trục và

ngang trục uds, uqs theo hệ trục tọa độ d-q thông qua biến đổi Park.

- Đầu vào:

+ Điện áp đầu vào: điện áp 3 pha stato, uas, ubs, ucs

+ Vị trí góc pha  ban đầu của pha A.

- Đầu ra: Các điện áp dọc trục và ngang trục uds, uqs

b) Khối tính toán giá trị dòng điện ngang và dọc trục ids, iqs

Hình 2.6 Khối tính toán dòng dọc trục và ngang trục

- Mục đích: Từ giá trị điện áp dọc trục, ngang trục, tốc độ quay rôto và do NCVC sinh

ra trong cuộn stato, tính toán các giá trị dòng điện dọc, ngang trục rôto và stato.

- Đầu vào:

+ Điện áp dọc và ngang trục: uds, uqs

+ Tốc độ quay rô to: wr

+ Từ thông do NCVC sinh ra trong cuộn stato

- Đầu ra:

+ Dòng điện dọc trục và ngang trục stato: ids, iqs

+ Dòng điện dọc trục và ngang trục rôto quy đổi: i’dr, i’qr

c) Khối tính toán biến đổi ngược

Hình 2.7 Khối biến đổi dòng ngược

- Mục đích: Từ các dòng ngang trục và dọc trục ids, iqs biến đổi ngược về dòng 3 pha

tương ứng ias, ibs, ics.

- Đầu vào:

+ Dòng ngang, dọc trục: ids, iqs

+ Góc rôto: Teta

- Đầu ra: Dòng pha ias, ibs, ics

d) Mô hình LSPMSM mô phỏng bằng MATLAB/Simulink

Hình 2.8 Mô hình LSPMSM được mô phỏng bằng MATLAB/Simulink

e) Mô phỏng đặc tính khởi động LSPMSM với các tham số hệ số hằng

Trong luận án, không làm giảm tính tổng quát khi sử dụng LSPMSM thử nghiệm 3 pha, bốn cực, 2,2 kW, tốc độ 1.500 vòng/phút được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB. Động cơ KĐB là động cơ 3K112-S4, 3 pha, 2,2 kW, tốc độ 1.450 vòng/phút do Công ty Cổ phần chế tạo động cơ Hà Nội (HEM) chế tạo, phần stato được giữ nguyên, phần rôto hiệu chỉnh lại và được thể hiện tại hình 2.9 ÷ 2.10

Hình 2.9 Động cơ KĐB 3 pha 3K112-S4, 2,2 kW, 1.450 vòng/phút - HEM

Kết cấu LSPMSM được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB 3 pha 2K112-S4 có cấu tạo stato

và rôto sau hiệu chỉnh như hình 2.10.

a) Lõi thép stato; b) Lõi thép rôto

a) b) Hình 2.10 LSPMSM 2,2 kW được hiệu chỉnh từ động cơ 3 pha KĐB 3K112-S4

Stato của LSPMSM vẫn giữ nguyên từ động cơ KĐB về kích thước lõi thép, kích thước răng rãnh và dây quấn, rôto được hiệu chỉnh với cấu hình rãnh thẳng và gắn chìm bốn thanh NCVC NdFeB trong lõi thép, cấu hình răng rãnh lồng sóc vẫn giữ nguyên. Sơ đồ dây quấn stato của LSPMSM vẫn giữ nguyên như KĐB 3K112-S4 và như hình 2.11.

Hình 2.11 Sơ đồ dây quấn LSPMSM 3 pha, 2,2 kW

Các thông số của LSPMSM được tính toán chi tiết tại phụ lục A, kết quả được thể hiện

Bảng 2.2 Thông số LSPMSM 2,2 kW, 3 pha, tốc độ 1.500 vòng/phút

ở bảng 2.2.

Tham số Ký hiệu Giá trị Đơn vị

mm 104 Đường kính trong stato D

Rãnh 36 Số rãnh stato Z1

Rãnh 28 Số rãnh rôto Z2

mm 0,5 Chiều dài khe hở không khí 

Hz 50 Tần số nguồn cấp F

3,6 Điện trở stato r1 

Điện trở lồng sóc quy đổi r’dr = r’qr = r’2 2,11 

mH 13 Điện cảm tản stato Lls

mH 13,5 Điện cảm tản lồng sóc rôto quy đổi L’lr

mH 57,9 Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd

mH 260 Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq

V 118 Sức điện động cảm ứng NCVC E0

Nam châm vĩnh cửu NdFeB-N35

T 1,2 Mật độ từ thông dư NCVC Br

Vòng 312 Số vòng dây 1 pha Nph

0,93 Hệ số dây quấn kdq1

kg.m2 0,0154 Mômen quán tính rôto động cơ JR

N.m 14 Mômen tải định mức Mđm

Mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM từ mô hình toán bằng phần mềm MATLAB/Simulink với các khối tính toán đã xét ở trên, trong đó thông số của LSPMSM được tính toán tại bảng 2.2. Các đặc tính tốc độ, dòng điện, mômen khởi động của LSPMSM được mô phỏng và thể hiện ở hình 2.12.

Hình 2.12 Đặc tính khởi động của LSPMSM, J = JR, Mtải = Mđm

Từ đồ thị các đặc tính khởi động tại hình 2.12 thu được khi mô phỏng LSPMSM từ mô hình toán cho thấy: LSPMSM khởi động khó khăn (khi so sánh với động cơ KĐB), trong quá trình khởi động, đặc tính tốc độ khởi động xuất hiện nhiều đoạn giảm tốc.

2.3.2 Mô phỏng LSPMSM từ các phần mềm ứng dụng phương pháp phần tử hữu hạn

Phương pháp phần tử hữu hạn là phương pháp gần đúng để giải các bài toán được mô tả bởi các phương trình đạo hàm riêng trên miền xác định có hình dạng và điều kiện biên bất kỳ mà nghiệm chính xác không thể tìm được bằng phương pháp giải tích. Cơ sở của phương pháp này là làm rời rạc hóa miền xác định của bài toán, bằng cách chia nó thành nhiều miền con (phần tử). Các phần tử này được liên kết với nhau tại các điểm nút chung. Trong phạm vi của mỗi phần tử nghiệm được chọn là một hàm số nào đó được xác định thông qua các giá trị chưa biết tại các điểm nút của phần tử gọi là hàm xấp xỉ thoả mãn điều kiện cân bằng của phần tử. Tập tất cả các phần tử có chú ý đến điều kiện liên tục của sự biến dạng và chuyển vị tại các điểm nút liên kết giữa các phần tử. Kết quả đẫn đến một hệ phương trình đại số tuyến tính mà ẩn số chính là các giá trị của hàm xấp xỉ tại các điểm nút. Giải hệ phương trình này sẽ tìm được các giá trị của hàm xấp xỉ tại các điểm nút của mỗi phần tử, nhờ đó hàm xấp xỉ hoàn toàn được xác định trên mỗi một phần tử. Trước

đây phương pháp PTHH không được ứng dụng nhiều, nguyên nhân là phương pháp PTHH đòi hỏi số lượng tính toán rất lớn [4]. Ngày nay máy tính có tốc độ xử lý lớn (hàng tỷ phép tính/giây), dung lượng bộ nhớ cao, việc tính toán số trở nên dễ dàng và do đó việc ứng dụng phương pháp PTHH để giải các bài toán vi phân trong mô hình toán máy điện ngày càng phổ biến, kết quả tính toán có độ chính xác rất cao.

Phương pháp PTHH xuất phát từ ý tưởng của các nhà kỹ thuật nghĩ ra, được khởi xướng từ hơn nửa thế kỷ trước do các nhà cơ học sử dụng để giải các bài toán kết cấu [2]. Tên PTHH (Finite Element Method) được xuất hiện đầu tiên vào năm 1960 trong công trình nghiên cứu của R. W. Clough. Ý tưởng của phương pháp PTHH là để tìm đại lượng mới dưới dạng một hàm số trong một miền nào đó, người ta chia nhỏ miền đó thành nhiều phần có hình thù đơn giản như những đoạn thẳng trong mô hình một chiều và những tam giác trong mô hình hai chiều [10]. Mỗi phần tử nhỏ sau này được gọi là một phần tử hữu hạn. Sau đó ta xem ẩn hàm là những hàm tuyến tính trong mỗi phần tử nhỏ và được lắp ráp lại tại các biên giới của các phần tử nhỏ theo yêu cầu của bài toán phải giải quyết, chẳng hạn một hàm liên tục. Trong lĩnh vực điện [2], năm 1967 phương pháp này được M.A. Winslow ứng dụng để giải các phương trình Poisson. Năm 1969 P. Silvester và M. V. K Chari đã ứng dụng để giải các bài toán điện từ. Năm 1981, J. L Sabonadiere và J. L. Coulomb trình bày những ứng dụng của phương pháp PTHH trong việc sử dụng kỹ thuật CAD nghiên cứu thiết bị điện từ.

Nguyên lý cơ bản của phương pháp PTHH là [4]: Phương pháp PTHH dựa trên nguyên lý tổng quát, cho phép nghiên cứu hành vi của các hệ thống vật lý là nguyên lý “tác động cực tiểu” còn gọi là nguyên lý Hamilton. Theo nguyên lý này, mọi hệ thống vật lý tồn tại và phát triển theo quy luật sao cho biến thiên của các thông số đặc trưng cho năng lượng của hệ là cực tiểu. Nguyên lý này được áp dụng rất hiệu quả trong các lĩnh vực điện từ. Nếu quan tâm đến cân bằng tĩnh của các hệ thống thiết bị điện từ, năng lượng của hệ hoàn toàn xác định nếu ta biết điện thế tại mỗi điểm. Để hệ cân bằng thì năng lượng điện từ của hệ có giá trị cực tiểu. Nếu hệ ở trạng thái tĩnh thì mọi biến thiên của trường điện từ quanh vị trí cân bằng sao cho công của các lực điện từ bằng không.

Hiện nay, cùng với sự phát triển của công nghệ máy tính, phương pháp PTHH là công cụ đặc biệt hữu hiệu để tính toán các bài toán vi phân điện từ trường của máy điện. Một số phần mềm phổ biến ứng dụng phương pháp PTHH để giải các bài toán trường điện từ trong lĩnh vực máy điện nói chung cũng như LSPMSM nói riêng có thể thống kê như sau:

- Finite Elecment Method Magnetics (FEMM).

- Opera-2D (Cobham).

- Ansoft Maxwell 2D/3D (ANSYS Electromagnetics Solutions).

- MagNet2D/3D (Infolytica).

1) Finite Elecment Method Magnetics (FEMM)

FEMM là một bộ phần mềm giải quyết các vấn đề liên quan đến điện từ trường tần số thấp hai chiều và phạm vi đối xứng trục [36]. Hiện nay, chương trình này chủ yếu được sử dụng để giải các bài toán điện từ, điều hòa điện từ tuyến tính/phi tuyến và các bài toán truyền nhiệt ở trạng thái ổn định. FEMM được chia làm ba phần chính:

- Lớp tương tác (femm.exe). Chương trình này là bộ tiền xử lý với giao diện đa chức năng và hậu xử lý đối với các bài toán được giải bằng FEMM. Chương trình bao gồm một liên kết CAD xác định cấu trúc hình học, các đặc tính vật liệu và các điều kiện biên bài toán, các file DXF có thể được tận dụng để phân tích các cấu trúc hiện có. Chương trình cho phép người sử dụng khảo sát trường điện từ ở các điểm bất kỳ và biểu diễn các đặc tính theo các dạng người sử dụng mong muốn.

- Chương trình Triangle.exe. Chương trình này chia miền bài toán thành các lưới phần tử hữu hạn tam giác, là phần lõi của phương pháp PTHH. Chương trình này do Jonathan Shewchuck viết.

- Các phần mềm phụ trợ (fkern.exe cho bài toán từ trường, belasolv.exe cho bài toán điện, hsolv.exe cho các bài toán nhiệt, csolv.exe cho các bài toán dòng). Mỗi phần mềm phụ trợ chứa một bộ file dữ liệu để xử lý bài toán và các phương trình vi phân tương đương.

FEMM sử dụng ngôn ngữ lập trình Lua, về cơ bản Lua cho phép xây dựng, phân tích cấu trúc, đánh giá kết quả sau khi xử lý. Ngoài ra ưu điểm của Lua là cho phép thay thế một giá trị số học bằng một phương trình toán học.

2) Opera (Cobham)

- Opera là phần mềm của hãng Cobham. Opera bao gồm một bộ phần mềm hướng đối tượng hoàn chỉnh cho các bài toán điện từ trường, được dùng để thiết kế, mô phỏng và đánh giá đặc tính [31]. Opera gồm một bộ thư viện mô hình 2D/3D mạnh để thiết kế và các công cụ mô phỏng PTHH được chuyên môn hóa cao cho các dạng bài toán khác nhau:

+ Trường điện từ;

+ Trường điện tần số thấp;

+ Trường điện từ tần số cao;

+ Phân tích nhiệt và ứng suất;

+ Thiết kế máy điện quay và tuyến tính;

+ Nam châm siêu mạnh;

+ Từ hóa/khử từ NCVC;

+ Từ trễ của vật liệu nam châm;

+ Điện trường trong môi trường dẫn điện - cách điện.

- Đối với mô phỏng, Opera có các phần mềm hậu xử lý, cho phép người sử dụng có thể xem và phân tích kết quả mô phỏng, thực hiện các tính toán phụ trợ. Đối với thiết kế, phần mềm có giao diện rất dễ sử dụng, các thiết kế được Opera tối ưu hóa một cách tự động.

- Mô hình bài toán có thể được xây dựng từ phần mềm CAD sẵn có hoặc có thể được

tạo bởi Opera. Phần mềm thiết kế mô hình đối tượng bao gồm:

+ Các phần mềm thiết kế mô hình 2D/3D;

+ Phần mềm chuyển đổi dữ liệu từ file CAD sẵn có;

+ Các đặc tính vật lý phi tuyến;

+ Hiệu chỉnh sửa đường cong B-H;

+ Thư viện đặc tính vật liệu;

+ Các vật liệu dẫn điện được thể hiện ở dạng 3D với độ chính xác cao;

+ Tự động sinh ra lưới PTHH khi mô phỏng.

- Các bộ phần mềm công cụ mô phỏng tính toán: Opera có hai phiên bản 2D và 3D. Ở mỗi phiên bản, phần mềm sẽ tự động chia lưới PTHH để đạt độ chính xác mong muốn. Người sử dụng có thể mô phỏng trường điện từ sau khi đã xây dựng mô hình. Opera cũng có các phần mềm phụ trợ phù hợp để phân tích các bài toán trường điện từ và các ứng dụng khác liên quan:

+ Công cụ trường điện từ tĩnh: Các ứng dụng điển hình là NCVC, nam châm điện từ, các tính toán cộng hưởng từ MRI/NMR, các nghiên cứu thiết kế ban đầu của máy điện quay.

+ Công cụ trường điện từ tần số thấp: Các ứng dụng điển hình là phân tích ảnh

hưởng dòng cảm ứng, máy biến áp, nam châm, cuộn dây, cảm ứng nhiệt.

+ Công cụ trường điện từ tần số cao: Các ứng dụng điển hình là phân tích cộng

hưởng, bộ lọc, cuộn cao tần.

3) MagNet V7 (Infolytica)

- MagNet V7 là phần mềm của hãng Infolytica. MagNet V7 bao gồm hai phần mềm mô phỏng 2D/3D cho các bài toán trường điện từ, là công cụ giúp người sử dụng dễ dàng mô hình và dự đoán đặc tính vận hành của các thiết bị điện cơ và điện từ [45]:

+ Động cơ/Máy phát điện; + Máy biến áp;

+ Cơ cấu chấp hành; + Cảm biến;

+ Truyền nhiệt; + Âm thanh;

+ Chụp cộng hưởng từ (MRI); + Từ trường.

- MagNet ứng dụng phương pháp PTHH khi giải các phương trình vi tích phân Maxwell. Mỗi mô đun phần mềm được tùy chỉnh để mô phỏng các trường điện từ ở dạng 2D và 3D. MagNet được dùng để phân tích bài toán điện từ trường sau:

+ Trường điện từ biến đổi theo thời gian - Phi tuyến

. Các phân tích phi tuyến; . Các tổn hao lõi, hiệu ứng tiệm cận và dòng xoáy;

. Chuyển động: chuyển động quay, tuyến tính; . Các vấn đề liên quan đến điều chỉnh tải và tốc độ;

. Tính toán dòng cảm ứng.

+ Trường điện từ điều hòa theo thời gian - Xoay chiều

. Các phân tích với tần số bất biến trong miền phức;

. Dòng xoáy, hiệu ứng bề mặt và hiệu ứng tiệm cận.

+ Trường điện từ tĩnh:

. Các phân tích phi tuyến; . Dòng điện chạy qua các loại vật liệu dẫn điện bao gồm cả vật liệu từ.

4) ANSYS/Maxwell

ANSYS/Maxwell là phần mềm của hãng ANSYS. ANSYS/Maxwell là phần mềm mô phỏng trường điện từ hàng đầu cho các kỹ sư thiết kế và phân tích các thiết bị điện cơ và điện từ trường, bao gồm động cơ, cơ cấu truyền động, máy biến áp, cảm biến và cuộn dây [26]. Maxwell sử dụng phương pháp tính toán hiện đại để tính toán các bài toán trong các lĩnh vực điện và điện từ trường. Phần mềm Maxwell có ưu điểm là quá trình tính toán tự động tối ưu, người sử dụng chỉ cần xác định các kết cấu hình học, tính chất vật liệu và các tham số đầu ra mong muốn. Từ các thiết lập của người sử dụng, Maxwell tự động chia lưới phần tử hữu hạn thích hợp, hiệu quả và chính xác để giải quyết các bài toán điện từ trường. Quá trình chia lưới này đã được chứng minh là tối ưu, loại bỏ sự phức tạp trong quá trình phân tích và cho phép tính toán nhanh hơn. Bên cạnh đó, Maxwell cũng cho phép người sử dụng hiệu chỉnh lưới phần tử hữu hạn trên miền đối tượng bất kỳ để bài toán tính toán được chính xác hơn.

Một tính năng quan trọng nữa của Maxwell là khả năng xây dựng các mô hình đối tượng giản đơn hơn bằng cách thiết lập các thông số từ các phần mềm phụ trợ, ví dụ ANSYS Simplorer, RMxprt,… là các phần mềm thuộc hệ thống của ANSYS. Với ưu điểm này, người sử dụng có thể xây dựng và mô phỏng đối tượng bằng các phần mềm khác nhau của ANSYS nhằm hoàn chỉnh mô hình điện cơ, thiết lập mô hình mô phỏng cơ điện tử và hệ thống điện tử công suất hợp nhất trong một phần mềm duy nhất.

5) Lựa chọn phần mềm mô phỏng

Các phần mềm ứng dụng phương pháp PTHH trong mô phỏng máy điện nêu trên đều có khả năng giải quyết các bài toán điện - từ trường để mô phỏng đặc tính máy điện. Từ tìm hiểu các thế mạnh của từng phần mềm, luận án lựa chọn phần mềm ANSYS/Maxwell 2D để mô phỏng LSPMSM, kết quả mô phỏng bằng ANSYS/Maxwell 2D làm cơ sở để so sánh và phân tích với kết quả thu được khi mô phỏng dựa trên mô hình toán mà luận án đề xuất. Cụ thể tại chương 3, luận án ứng dụng ANSYS/Maxwell2D để mô phỏng các đặc tính khởi động của LSPMSM 2,2 kW.

2.4 Kết luận

LSPMSM được mô hình hóa bằng hệ các phương trình điện áp, từ thông, mômen được viết theo hệ tọa độ d, q, thông qua mô hình toán có thể ứng dụng các phần mềm tính toán để mô phỏng các đặc tính khởi động của LSPMSM.

MATLAB/Simulink có ưu điểm là phần mềm phổ biến, giao diện dễ sử dụng, tài liệu hướng dẫn phong phú, chức năng của phần mềm kết hợp mô hình giải toán tương tự

với phương pháp số hiện đại, các kết quả hiển thị đa dạng (đồ thị, giá trị,…) rất linh hoạt và dễ dàng chuyển đổi với các phần mềm khác. Vì vậy, luận án lựa chọn phần mềm MATLAB/Simulink là công cụ để mô phỏng các đặc tính từ mô hình toán của LSPMSM. Các kết quả mô phỏng bằng MATLAB/Simulink sẽ được phân tích và đánh giá để khảo sát đặc tính khởi động của LSPMSM.

Luận án ứng dụng phần mềm MATLAB/Simulink để mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM công suất 2,2 kW, 1.500 vòng/phút được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB, 3 pha 3K112-S4, 2,2 kW của Công ty Cổ phần Chế tạo điện cơ Hà Nội (HEM). Trong chương này, đặc tính khởi động LSPMSM đã được mô phỏng với các thông số điện trở, điện cảm tản, điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục của stato, rôto được xét và tính toán ở dạng hằng số.

Bên cạnh đó, với các phương pháp hiện đại trong tính toán, đặc tính khởi động LSPMSM ngoài được mô phỏng từ mô hình toán còn được mô phỏng bằng các phần mềm ứng dụng phương pháp PTHH với độ chính xác cao. Trong luận án sẽ ứng dụng phần mềm sử dụng phương pháp PTHH (ANSYS/Maxwell 2D) để mô phỏng LSPMSM, làm cơ sở so sánh và đánh giá với kết quả khi mô phỏng từ mô hình toán hiệu chỉnh luận án đề xuất.

CHƯƠNG 3. CÁC YẾU TỐ ẢNH HƯỞNG ĐẾN ĐẶC TÍNH KHỞI ĐỘNG CỦA LSPMSM

3.1 Các yếu tố ảnh hưởng đến đặc tính khởi động của LSPMSM

Tại Chương 2 đã xét mô hình toán LSPMSM với các thông số đầu vào là điện trở stato, điện kháng stato, điện trở, điện kháng quy đổi rôto, điện kháng từ hóa dọc trục, ngang trục, sức điện động cảm ứng do NCVC sinh ra là hằng số. Các đặc tính khởi động của LSPMSM được mô phỏng từ mô hình toán bằng MATLAB/Simulink (đặc tính tốc độ khởi động, dòng điện khởi động, mômen khởi động - Hình 2.12).

Trong quá trình khởi động xảy ra quá trình quá độ, động cơ chuyển từ trạng thái tốc độ bằng 0 (đứng yên) đến tốc độ định mức. Trong quá trình này, dòng khởi động lớn sẽ dẫn đến hiện tượng bão hòa trong lõi thép mạch từ stato và rôto, ảnh hưởng đến các giá trị điện kháng tản stato, rôto, điện kháng từ hóa dọc trục, ngang trục. Bên cạnh đó, LSPMSM có cấu tạo rôto lồng sóc, do sự thay đổi tần số dòng điện rôto sẽ gây ra những tác động của hiệu ứng mặt ngoài đến điện trở rôto.

Luận án nghiên cứu đặc tính khởi động LSPMSM và các yếu tố ảnh hưởng đến đặc

tính khởi động, bao gồm:

- Ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục.

- Ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến điện cảm tản của stato, rôto.

- Ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài.

Và xét thêm một số ảnh hưởng của điều kiện vận hành LSPMSM trong thực tế đến

quá trình khởi động:

- Ảnh hưởng của nhiệt độ môi trường khởi động.

- Ảnh hưởng của tính chất tải (tải hằng, tải quạt, bơm,…).

- Ảnh hưởng của mômen quán tính J.

3.1.1 Ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục Lmd, Lmq

Trong các tính toán thông thường, các thông số điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục thường được xét là hằng số. Tuy nhiên, trong quá trình khởi động, dòng khởi động lớn dẫn đến bão hòa mạch từ ở lõi thép stato, rôto. Do bão hòa mạch từ điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục Lmd, Lmq bị ảnh hưởng và phải được xét là phi tuyến. Giá trị điện cảm từ hóa đồng bộ phụ thuộc mức độ bão hòa lõi thép rôto, stato. Tổng kết các phương pháp nghiên cứu hiện nay để xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục, dọc trục Lmq, Lmd như sau:

- Phương pháp PTHH (Finite Element Method - FEM), đây là phương pháp được đánh giá có độ chính xác cao, một số nghiên cứu sử dụng phương pháp này có thể thấy [32]. Các công cụ phần mềm hỗ trợ phương pháp PTHH hiện phổ biến như FEMM, ANSYS/Maxwell 2D, Infolytica/Magnet 2D, JMAG,... Tuy nhiên phương pháp này lại đòi hỏi nhiều công sức, phức tạp trong tính toán.

- Phương pháp mạch từ thay thế (Magnetic Equivalent Circuit - MEC) là phương pháp đơn giản hơn nếu so sánh với phương pháp PTHH, số lượng điểm nút và phương trình tính toán nhỏ hơn [70]. Với phương pháp này, mỗi răng rãnh là một điểm nút thì khối lượng tính toán áp dụng cho LSPMSM cũng sẽ rất lớn.

- Phương pháp mô hình tham số tập trung (Lumped Parameter Models - LPM) có số lượng phần tử tính toán nhỏ, dễ dàng trong lập trình tính toán, vì vậy kết quả tính toán nhanh. Phương pháp này hiện đang áp dụng để tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục, dọc trục cho IPM tại một số nghiên cứu [37], [40].

- Phương pháp đo đạc thực tế: Từ một LSPMSM sẵn có tiến hành đo đặc tính động cơ ở một số trạng thái: không tải, ngắn mạch, đầy tải,… nhằm xác định giá trị điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục [28], [52]. Phương pháp thực nghiệm là phương pháp chính xác nhất, nhưng lại đòi hỏi nhiều công sức, thời gian và phải có mẫu thử thực nghiệm (gia công chế tạo mô hình động cơ thực, xác định phương pháp đo, sử dụng dụng cụ đo thích hợp, xử lý tín hiệu đo,….)

3.1.1.1 Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq

Trên cơ sở tổng kết các phương pháp tính toán Lmq, luận án đề xuất phương pháp mô hình tham số tập trung LPM để xác định đặc tính Lmq = f(iqs) của LSPMSM, trong đó có xét đến bão hòa mạch từ vì những lý do sau:

- Phương pháp mô hình tham số tập trung LPM có số lượng phần tử tính toán không

nhiều.

- Người sử dụng dễ lập trình tính toán đặc tính Lmq = f(iqs).

1) Mô hình tham số tập trung LPM đề xuất tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng

bộ ngang trục cho LSPMSM

Trên cơ sở phương pháp mô hình tham số tập trung LPM do E. C. F. Lovelace đề xuất tính toán đặc tính Lmq cho IPM [37], đối với LSPMSM rôto có cấu tạo lồng sóc do đó ngoài các thành phần từ trở phi tuyến như của IPM còn phải xét đến thành phần từ trở phi tuyến răng rôto. Vì vậy, luận án đề xuất phương pháp LPM để tính toán giá trị Lmq của LSPMSM giả thiết toàn bộ từ thông khe hở không khí đi qua răng, gông từ stato và rôto.

Áp dụng phương pháp mô hình tham số tập trung LPM để tính toán đặc tính Lmq có xét đến bão hòa cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB 2,2 kW 3K112-S4. Sơ đồ mạch từ LPM để tính toán Lmq của LSPMSM điển hình tại hình 2.10 được thể hiện ở hình 3.1.

Hình 3.1 Sơ đồ mạch từ LPM tính giá trị Lmq của LSPMSM

Fqs là từ thế được sinh ra bởi dòng iqs [37]:

(3-1)

Trong đó Fqs1 là giá trị hiệu dụng của sóng cơ bản của sức từ động do dòng iqs sinh ra,

 là góc bề mặt rôto tính từ trục q đến trục d.

Theo Lovelace [37], các thành phần từ trở phi tuyến mạch từ được xác định:

- Rsy, Rst là thành phần từ trở phi tuyến gông từ và răng stato:

(3-2)

- Rry, Rrt là thành phần từ trở phi tuyến lõi thép rôto trên khối NCVC và từ trở răng

rôto, được xác định:

(3-3)

- Rg là thành phần từ trở khe hở không khí

(3-4)

Trong đó: lsy, ry, st, rt - chiều dài trung bình của đường từ trường đi trong gông từ stato, rôto răng

stato, rôto;

Asy, ry, st, rt - tiết diện cắt ngang trung bình gông từ stato, rôto răng stato, rôto;

sy, ry, st, rt - độ từ thẩm của vật liệu thép chế tạo stato, rôto, giá trị này phụ thuộc

vào giá trị của mật độ từ thông và phải xét là đại lượng phi tuyến trong tính toán mạch từ.

Để tính toán đặc tính Lmq, từ mô hình mạch từ thay thế LPM của LSPMSM thử nghiệm xác định tại hình 3.1, dựa trên lưu đồ thuật toán do H. Mirahki và M. Moallem đề xuất tính toán cho IPM [40], luận án đề xuất lưu đồ thuật toán tính đặc tính Lmq = f(iqs).

Lưu đồ luận án đề xuất tính toán đặc tính Lmq cho LSPMSM thử nghiệm được thể hiện tại hình 3.3, trong đó có bổ sung thành phần từ trở phi tuyến răng rôto. Với phương pháp trên, việc tính toán mạch từ trở sẽ quy về bài toán các sức từ động rơi trên các thành phần từ trở trong mạch từ thay thế tương đương. Đường đặc tính B-H của vật liệu thép kỹ thuật điện chế tạo stato và rôto được sử dụng để tính toán mức độ phi tuyến (giá trị) của các thành phần từ trở trong mạch từ.

Áp dụng định luật Kirchhoff 2 cho mạch từ LPM ở hình 3.1:

(3-5)

Mối quan hệ giữa mật độ từ thông gông từ stato, rôto, khe hở không khí được xác định:

(3-6)

(3-7)

Trong đó Asy, Ary, Ag là diện tích của gông từ stato, rôto và khe hở không khí.

Mối quan hệ giữa mật độ từ thông răng stato, rôto và mật độ từ thông khe hở không

khí được xác định:

(3-8)

(3-9)

Trong đó giá trị st, rt là hệ số răng stato và rôto là tỷ lệ giữa chiều rộng trung bình

răng và bước răng, hệ số này được tính toán trong tài liệu [11].

(a) (b)

Hình 3.2 Kích thước răng, rãnh LSPMSM 3 pha, 2,2 kW, bốn cực

a) Răng, rãnh stato; b) Răng, rãnh rôto

Với kích thước răng, rãnh stato và rôto ở hình 3.2, xác định st = 0,52; rt = 0,45. Dựa trên các phương trình tính toán các tham số từ trở, sức từ động, mật độ từ thông (3-1) ÷ (3-9) và giá trị st, rt sẽ xác định được giá trị Lmq với dòng iqs cho trước như các tài liệu [37], [71], [72] đã đề cập. Tập hợp các điểm Lmq(iqs) sẽ có đặc tính Lmq = f(iqs).

Hình 3.3 Lưu đồ thuật toán tính toán Lmq = f(iqs)

2) Phương pháp PTHH (FEM)

Luận án cũng sử dụng phương pháp PTHH để tính toán đặc tính Lmq của LSPMSM thử nghiệm. Mục đích là so sánh kết quả thu được từ phương pháp PTHH với phương pháp LPM đề xuất để kiểm tra và đánh giá kết quả của phương pháp LPM. Để đơn giản trong tính toán, LSPMSM sẽ được khai báo bằng phần mềm ANSYS/RMxprt, các thông số kích thước răng, rãnh, chiều dài, số rãnh rôto, stato, kích thước và vị trí khe NCVC trong rôto của LSPMSM thử nghiệm được cập nhật với RMxprt trong bảng 2.2, kết quả như hình 3.4.

a) Mô hình stato; b) Mô hình stato và rôto cắt ngang LSPMSM 2,2 kW

a) b) Hình 3.4 Cấu hình LSPMSM thử nghiệm mô phỏng với ANSYS/Maxwell

Từ LSPMSM được khai báo trong RMxprt, thực hiện chuyển đổi sang mô hình 2D trong Maxwell 2D để tính toán các bài toán điện từ trường liên quan. Trong Maxwell 2D đã tích hợp bộ phần mềm PTHH để giải quyết các bài toán điện từ trường của máy điện. Trong quá trình giải bài toán điện từ trường với Maxwell 2D, một trong các yếu tố quan trọng là xác định lưới phần tử hữu hạn. Maxwell 2D có khả năng tự động chia lưới để giải quyết các bài toán cụ thể, tuy nhiên để tăng độ chính xác cho mô phỏng các tham số điện từ, người sử dụng có thể tùy chỉnh để tăng số phần tử hữu hạn bằng cách chia khoảng cách mắt lưới nhỏ hơn. Việc chia lưới nhỏ sẽ tăng độ chính xác trong kết quả tính toán nhưng tốc độ tính chậm. Hình 3.5 biểu diễn chia lưới phần tử hữu hạn của mô hình LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với 10.140 phần tử.

Hình 3.5 Chia lưới phần tử hữu hạn LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW - Maxwell 2D

Hình 3.6 Đường đặc tính thép B50-A800

3) Kết quả tính toán đặc tính Lmq với phương pháp LPM đề xuất Luận án áp dụng phương pháp LPM đề xuất để tính toán đặc tính Lmq cho LSPMSM thử nghiệm 3 pha, 2,2 kW, thông số của LSPMSM được cho ở bảng 2.2. Sử dụng phần mềm MATLAB tính toán đặc tính Lmq = f(iqs) theo lưu đồ thuật toán ở hình hình 3.3. Thép chế tạo stato và rôto là thép B50-A800, đường đặc tính B-H của thép B50-A800 cho ở hình 3.6. Đường đặc tính kết quả Lmq = f(iqs) của LSPMSM thử nghiệm thu được sau khi tính toán bằng MATLAB với lưu đồ tại hình 3.3 được thể hiện như hình 3.7 và được so sánh với giá trị Lmq tuyến tính (hằng số) được tính ở các tài liệu [49], [72] …

Hình 3.7 Đặc tính Lmq = f(iqs) với thép 1008, động cơ LSPMSM 2,2 kW thử nghiệm 3 pha

4) Kết quả tính toán đặc tính Lmq với phương pháp PTHH (FEM - Maxwell 2D) Kết quả tính toán đặc tính Lmq bằng ANSYS/Maxwell 2D của LSPMSM thử nghiệm 3 pha, 2,2 kW được so sánh để đánh giá với kết quả thu được từ phương pháp LPM đề xuất. Một số khâu tính toán tham số điện từ trường LSPMSM thử nghiệm như hình 3.8 (mô phỏng đường đi của từ thông trong mạch từ ).

Hình 3.8 Từ thông LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW khi tính toán Lmq

Đặc tính Lmq = f(iqs) của LSPMSM thử nghiệm thu được khi sử dụng phương pháp

PTHH (Maxwell 2D) được thể hiện tại hình 3.9.

Hình 3.9 Đặc tính Lmq = f(iqs) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW - ANSYS/Maxwell 2D

5) Tổng hợp kết quả từ phương pháp LPM đề xuất và phương pháp PTHH

Hai đặc tính Lmq = f(iqs) thu được từ phương pháp LPM đề xuất và phương pháp PTHH (Maxwell 2D) áp dụng cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW được tổng hợp trên hình 3.10. Chi tiết tính toán Lmq với một số giá trị dòng iqs khác nhau được tổng hợp ở bảng 3.1. Từ hai đặc tính kết quả thu được từ phương pháp LPM và phương pháp PTHH, luận án

phân tích đánh giá để khẳng định việc ứng dụng kết quả tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq trong các bài toán tính toán khởi động của LSPMSM tại các phần nghiên cứu sau.

Hình 3.10 Đặc tính Lmq = f(iqs) với thép B50-A800 sử dụng PTHH(FEM), LPM và tuyến tính

Bảng 3.1 Kết quả tính toán đặc tính Lmq với hai phương pháp LPM và PTHH

Sai số (%) Dòng iqs (A) Lmq(H)-LPM Lmq(H)-PTHH (FEM)

1 2 3 5 7 10 15 20 25 30 0,2414 0,2462 0,2167 0,1603 0,1264 0,0982 0,0723 0,0577 0,0483 0,0416 0,2348 0,2516 0,2458 0,1929 0,1488 0,1116 0,0785 0,0609 0,0499 0,0425 3 2 12 17 15 12 8 5 3 2

6) Đánh giá kết quả

Từ kết quả tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq thu được từ hai phương pháp LPM và PTHH (ANSYS/Maxwell 2D) cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, có thể rút ra kết luận sau:

- Phương pháp LPM khi so sánh với phương pháp PTHH cho kết quả cùng dạng đường đặc tính, sai số lớn nhất giữa hai phương pháp là 17% khi iqs = 5 A. Giá trị iqs càng lớn, sai số giữa hai phương pháp càng nhỏ (với iqs = 30 A sai số giữa hai phương pháp là 2%).

- So sánh hai phương pháp có thể thấy phương pháp LPM đề xuất dùng để tính toán đặc tính Lmq của LSPMSM là phương pháp đơn giản, dễ lập trình với ít phép tính (so sánh với phương pháp MEC thì LPM với LSPMSM như trên sẽ có 5 phần tử, trong khi phương pháp MEC nếu xét tương đương của LSPMSM thì có thể sẽ lên đến 111 phần tử trong mạch từ).

- Điện cảm Lmq của LSPMSM là đại lượng phi tuyến khi có bão hòa mạch từ, vì vậy trong mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM nếu chỉ sử dụng giá trị Lmq ở trạng thái hằng thì kết quả thu được sẽ không đảm bảo.

- Mục đích của luận án là nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM, vì vậy kết quả tính toán đặc tính Lmq trên sẽ được áp dụng để nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM tại các phần sau.

3.1.1.2 Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd

Như tại mục 3.1.1.1 đã đề cập, trong nghiên cứu về động cơ đồng bộ NCVC (PMSM) nói chung và LSPMSM nói riêng, điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục và dọc trục thường được xét đến là hằng số [13]. Thậm chí tại một số nghiên cứu IPM (một dạng của PMSM) [28] khi tính toán có xét đến bão hòa mạch từ thì đánh giá chỉ có Lmq bị ảnh hưởng đáng kể còn Lmd vẫn được xét là hằng số. Tuy nhiên trong quá trình quá độ, do ảnh hưởng của bão hòa mạch từ không chỉ điện ngang trục Lmq mà điện cảm Lmd cũng bị ảnh hưởng và phải được xét là đại lượng phi tuyến. Mặt khác, ở một số nghiên cứu IPM khi tính toán đặc tính Lmd cũng đã chỉ ra sự phi tuyến của tham số này [40]. Sự phụ thuộc của Lmd vào bão hòa mạch từ tuy không lớn như của Lmq nhưng đối với các bài toán mô phỏng, nhất là các bài toán mô phỏng đặc tính khởi động thì phải xét sự phụ thuộc của Lmd vào bão hòa mạch từ để đảm bảo tính chính xác của kết quả cuối cùng. Có nghĩa là Lmd phải được xem là đại lượng phi tuyến trong các bài toán quá độ.

Tương tự như đối với đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq, hiện tại có thể

tổng kết một số phương pháp để xác định đặc tính Lmd của các PMSM nói chung như sau:

- Phương pháp PTHH;

- Phương pháp mạch từ thay thế;

- Phương pháp đo đạc thực tế: Đo đặc tính động cơ ở một số trạng thái: không tải,

ngắn mạch,… từ đó xác định đặc tính Lmd = f(ids).

- Phương pháp mô hình tham số tập trung (LPM): Năm 2002, E. C. Lovelace, T. M. Jahns và J. H. Lang ứng dụng phương pháp LPM để tính toán điện cảm dọc trục cho IPM [37], [38]. Tương tự, năm 2013, 2014 Mirahki, Molaem và Rahimi [40], [41] ứng dụng phương pháp LPM để tính toán giá trị điện cảm dọc trục cho IPM. Tuy nhiên một số điểm mà các tác giả trên vẫn chưa đề cập đến:

+ Phương pháp trên hiện đang áp dụng cho IPM.

+ Phương pháp LPM để tính đặc tính Lmd chưa xét đến các thành phần từ trở cầu nối phi tuyến (brigdes), trong trường hợp dòng ids lớn, lõi thép khu vực từ trở cầu nối bị bão hòa, lúc này có thể coi thành phần từ trở vùng này là vô cùng lớn, trong tính toán có thể bỏ qua. Tuy nhiên, khi dòng ids nhỏ, lõi thép khu vực phần tử từ trở cầu nối chưa bị bão hòa...

thành phần từ trở cầu nối nhỏ, từ thông ids sinh ra thay vì chủ yếu đi qua khe NCVC thì phần lớn sẽ đi qua cầu nối. Vì thế, nếu bỏ qua thành phần từ trở cầu nối này, đường đặc tính Lmd của động cơ sẽ không chính xác trong khu vực ids nhỏ. Điều này thể hiện ở sự sai khác ở đặc tính Lmd do Mirahki và Lovelace đưa ra ở vùng ids nhỏ (hình 3.11).

+ Các tác giả sử dụng phương pháp LPM để tính toán Lmd cho IPM, nhưng các tác giả không trực tiếp giải bài toán từ trở phi tuyến như đã tính với Lmq, mà quá trình tính toán đặc tính Lmd thông qua phương pháp do A. Vagati, G. Franceschini, I. Marongiu và G. P. Troglia đề xuất [23]. Kết quả tính toán được so sánh với kết quả thu được từ phương pháp PTHH (hình 3.11). Tóm lược phương pháp do A. Vagati đề xuất được các tác giả áp dụng để tính toán đặc tính Lmd như sau:

(3-10)

(3-11)

(3-12)

(3-13)

(3-14)

Trong đó Ldt, Ldc là thành phần điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục “xuyên qua” và

“đi vòng”; fdsk là thành phần sức từ động stato của thành phần thứ k.

Tương tự đối với trường hợp xác định đặc tính Lmq, trên cơ sở tổng kết và phân tích các ưu nhược điểm của từng phương pháp tính toán Lmd, luận án đề xuất tiếp tục sử dụng phương pháp LPM để xác định đặc tính Lmd = f(ids) có xét đến bão hòa mạch từ.

a ) b)

Hình 3.11 Đặc tính Lmd = f(ids) do Mirahki và Lovelace tính toán cho IPM (nguồn: [37], [40])

a) Đặc tính do Mirahki tính toán; b) Đặc tính do Lovelace tính toán

1) Mô hình tham số tập trung LPM đề xuất tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng

bộ dọc trục Lmd cho LSPMSM

Từ phương pháp LPM, lưu đồ thuật toán tính toán đặc tính Lmq của Lovelace và Mirahki [37], [40], luận án đề xuất mạch từ tương đương LPM và lưu đồ thuật toán để tính toán đặc tính Lmd cho LSPMSM với một số bổ sung:

- Bổ sung thành phần từ trở phi tuyến răng rôto;

- Bổ sung thành phần từ trở phi tuyến cầu nối.

Áp dụng phương pháp LPM tính toán đặc tính Lmd cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, 3 pha tại hình 2.10, mô hình mạch từ thay thế LPM để tính toán Lmd được xác định tại hình 3.12.

Hình 3.12 Mạch từ LPM luận án đề xuất để tính toán đặc tính Lmd = f(ids)

Các thành phần trong mạch từ tương đương LPM ở hình 3.12 được xác định như sau:

Fds là từ thế được sinh ra bởi dòng ids, theo [37], [71], [80], Fds được xác định:

(3-15)

Fds1 là giá trị hiệu dụng của sóng cơ bản của sức từ động do dòng ids sinh ra.

Rsy, Rrt là thành phần từ trở phi tuyến gông và răng stato, được xác định:

(3-16)

Rry1, Rry2 là thành phần từ trở phi tuyến lõi thép rôto trên và dưới khối NCVC, được

xác định:

(3-17)

Rrt là thành phần từ trở phi tuyến răng rôto, được xác định:

(3-18)

Rbrd là thành phần từ trở phi tuyến phần tử cầu nối, được xác định:

(3-19)

Rg là từ trở khe hở không khí, được xác định:

(3-20)

Rm là từ trở khối NCVC, được xác định:

(3-21)

Rb là thành phần từ trở phần barier từ không khí, theo [29] từ trở barier từ được xác

định:

(3-22)

Trong đó:

lsy, ry, st, rt, ry1, ry2, brd - chiều dài trung bình của đường từ thông do dòng ids sinh ra đi trong

gông từ stato, rôto, răng stato, rôto, phần rôto trên và dưới khối NCVC, cầu nối;

Asy, ry, st, rt, ry1, ry2, brd - tiết diện cắt ngang trung bình gông từ stato, rôto, răng stato, rôto,

phần rôto trên và dưới khối NCVC, cầu nối;

sy, ry, st, rt, ry1, ry2, brd - độ từ thẩm của lõi thép gông từ stato, rôto, răng stato, rôto, phần rôto trên và dưới khối NCVC, cầu nối. Giá trị này phụ thuộc vào mật độ từ thông và vật liệu thép chế tạo stato, rôto;

g’ - chiều dài khe hở hữu ích của động cơ;

rec - độ từ thẩm tương đối của vật liệu NCVC;

Am - diện tích khối NCVC;

Ag - diện tích khe hở không khí động cơ;

lm - chiều dày khối NCVC;

d, h1, h2 - các kích thước của khe NCVC được xác định như hình 3.13.

Hình 3.13 Các kích thước cơ bản của khe NCVC

Do hai thành phần Rm và Rb là hai từ trở tuyến tính mắc song song, nên có thể thay thế

bằng thành phần từ trở tương đương Rbm.

(3-23)

Như vậy, mạch từ thay thế LPM của LSPMSM để tính toán đặc tính Lmd tại hình 3.12

được thay thế bởi mạch từ hình 3.14 như sau:

Hình 3.14 Mạch từ LPM rút gọn để tính toán Lmd

Áp dụng định luật Kirchhoff 2 cho phương trình sức từ động ở hình 3.14

(3-24)

Mối quan hệ giữa mật độ từ thông gông từ stato, rôto, khe hở không khí được xác

định:

(3-25)

(3-26)

(3-27)

Mật độ từ thông răng stato và rôto được xác định:

(3-28)

(3-29)

Trong đó giá trị st, rt là tỷ lệ giữa tiết diện răng trung bình và tiết diện bước răng của

stato, rôto tương tự như tính toán ở mục 3.1.1.1 trên.

Dựa trên các phương trình tính toán sức từ động, từ trở (3-15) ÷ (3-29) xác định được giá trị Lmd với dòng ids cho trước như các tài liệu [37], [71], [72] đã đề cập. Tập hợp các điểm Lmd(ids) sẽ có đặc tính Lmd = f(ids). Tương tự [40], lập lưu đồ thuật toán để tính toán đặc tính Lmd, lưu đồ được thể hiện ở hình 3.15.

Hình 3.15 Lưu đồ thuật toán tính toán Lmd = f(ids)

2) Kết quả tính toán đặc tính Lmd với phương pháp LPM đề xuất

Luận án áp dụng phương pháp LPM đề xuất để tính toán đặc tính Lmd cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, thông số của LSPMSM được xác định ở bảng 2.2. Sử dụng MATLAB lập trình tính toán giá trị Lmd từ lưu đồ thuật toán ở hình 3.15 từ đó xác định đặc tính Lmd = f(ids). Chủng loại thép chế tạo lõi stato và rôto là B50-A800, đường đặc tính B-H của thép B50-A800 cho ở hình 3.6. Đường đặc tính Lmd = f(ids) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW được thể hiện tại hình 3.16 và được so sánh với giá trị Lmd tuyến tính (hằng số) được tính như các tài liệu [49], [72] ….

Hình 3.16 Đặc tính Lmd = f(ids) LSPMSM 2,2 kW thử nghiệm, 3 pha, 2,2 kW

3) Kết quả mô phỏng với phương pháp PTHH (FEM - Maxwell 2D)

Tương tự như tính toán đặc tính Lmq, phương pháp PTHH được sử dụng để tính toán đặc tính Lmd của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW nhằm so sánh với kết quả từ phương pháp LPM luận án đề xuất.

Hình 3.17 biểu diễn chia lưới phần tử hữu hạn với 6.048 phần tử khi tính toán cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, hình 3.18 mô phỏng đường đi của từ thông trong mạch từ bằng phần mềm Maxwell 2D.

Hình 3.17 Chia lưới phần tử hữu hạn khi mô phỏng LSPMSM để tính toán Lmd với Maxwell 2D

Hình 3.18 Từ thông của LSPMSM 2,2 kW khi tính toán Lmd

Đặc tính Lmd = f(ids) của LSPMSM thử nghiệm thu được khi sử dụng phương pháp

PTHH (Maxwell 2D) được thể hiện tại hình 3.19.

Hình 3.19 Đặc tính Lmd = f(ids) thu được của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW - ANSYS/Maxwell 2D

4) Tổng hợp kết quả mô phỏng từ phương pháp LPM đề xuất và phương pháp PTHH

Hai đặc tính Lmd = f(ids) thu được từ phương pháp LPM đề xuất và phương pháp PTHH áp dụng cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW được tổng hợp trong hình 3.20, chi tiết tính toán được tổng hợp ở bảng 3.2. Các đặc tính thu được từ hai phương pháp sẽ được phân tích, đánh giá, từ đó khẳng định việc ứng dụng kết quả tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd trong các bài toán mô phỏng khởi động của LSPMSM mà luận án nghiên cứu tại các phần sau.

Hình 3.20 Đặc tính Lmd = f(ids) với phương pháp LPM đề xuất, phương pháp PTHH và tuyến tính

Bảng 3.2 Kết quả tính toán đặc tính Lmd với hai phương pháp LPM và PTHH

Sai số % Dòng ids (A) Lmd(H)-LPM Lmd(H)-PTHH (FEM)

1 0,10493 0,1062 1

2 0,08321 0,0809 3

3 0,07534 0,0716 5

5 0,06802 0,0652 4

7 0,06344 0,0624 2

10 0,05857 0,0601 3

15 0,05266 0,0579 10

20 0,04794 0,0544 13

25 0,04308 0,0487 13

30 0,03851 0,0430 12

Qua so sánh đặc tính Lmd = f(ids) thu được từ hai phương pháp có thể thấy: Trong vùng dòng điện nhỏ ids < 5 A đường đặc tính Lmd thay đổi với độ dốc lớn. Nguyên nhân chủ yếu là do trong vùng dòng điện nhỏ, lõi thép gông từ stato, rôto, răng stato, rôto và đặc biệt lõi thép khu vực cầu nối chưa bão hòa (B < 2 T). Giá trị từ trở cầu nối nhỏ khi so sánh với giá trị từ trở của NCVC và từ trở khe hở không khí đầu cực NCVC. Như vậy, hầu hết từ thông sẽ đi tắt qua khe cầu nối thay vì đi qua NCVC, từ trở của khe hở không khí sẽ chi phối toàn bộ từ trở trong sơ đồ mạch từ LPM hình 3.14. Kết quả là, trong vùng dòng điện nhỏ, đường đặc tính Lmd sẽ thay đổi với độ dốc lớn. 50

]

Hình 3.21 Phân bố mật độ từ thông trong LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với ids = 2 A

Trong vùng dòng điện lớn (ids > 5 A), lõi thép khu vực cầu nối lúc này trở nên bão hòa mạnh khi mật độ từ thông lõi thép khu vực này B > 2 T, từ trở cầu nối lớn hơn đáng kể so với từ trở của NCVC và từ trở khe hở không khí đầu cực NCVC. Vì vậy, có thể bỏ qua trong sơ đồ mạch từ thay thế của LPM biểu diễn ở hình 3.14, phần lớn từ thông đi qua khe NCVC và barrier từ (hình 3.21). Do từ trở khe hở NCVC lớn hơn nhiều lần so với từ trở khe hở không khí nên từ trở khe hở NCVC sẽ chi phối trong mạch từ LPM tại hình 3.14. Kết quả là đặc tính Lmd tại vùng dòng điện lớn không thay đổi với độ dốc như đặc tính Lmq.

Hình 3.22 Phân bố mật độ từ thông trong LSPMSM 2,2 kW với ids = 20 A

5) Đánh giá kết quả

Qua hai đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd có xét đến bão hòa thu được từ phương pháp LPM đề xuất và phương pháp PTHH (ANSYS/Maxwell 2D), có thể rút ra kết luận sau:

lớn nhất giữa hai phương pháp tương đương, sai số

- Phương pháp LPM để xác định đặc tính Lmd so sánh với phương pháp PTHH cho kết quả là 13% khi ids = 20A ÷ 25 A. Với phương pháp LPM đề xuất đã giải quyết được vấn đề vùng dòng

điện nhỏ (ids < 5 A), kết quả cho thấy hai phương pháp cho giá trị với sai số không đáng kể (< 5%).

- Phương pháp LPM đề xuất dùng để tính toán đặc tính Lmd cho LSPMSM là phương pháp đơn giản, dễ lập trình với ít phép tính. Phương pháp LPM đề xuất với các bổ sung đã trực tiếp tính toán được đặc tính Lmd.

- Phương pháp LPM đề xuất cho tốc độ tính toán nhanh hơn nhiều so với phương pháp PTHH. Ví dụ, để tính Lmd khi dòng ids = 10 A, PTHH - Maxwell 2D với 6.048 phần tử sẽ mất 2’31”, trong khi đó chỉ mất 12” với phương pháp LPM 1 triệu bước lặp. Tốc độ tính toán ở ví dụ trên cho thấy phương pháp LPM đề xuất nhanh hơn, khẳng định tốc độ tính toán ưu việt của phương pháp LPM đề xuất.

- Giá trị điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd của LSPMSM biến đổi khi có bão hòa. Vì vậy, trong các mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM nếu chỉ sử dụng giá trị Lmd ở trạng thái hằng số, kết quả tính toán sẽ không phản ánh chính xác thực tế.

- Luận án nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM, kết quả tính toán đặc tính Lmd

này sẽ được áp dụng để mô phỏng LSPMSM tại các phần sau.

3.1.1.3 Ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến Lmd, Lmq và đặc tính khởi động LSPMSM

Xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục thì các giá trị Lmd, Lmq phụ thuộc trạng thái vận hành động cơ và là các hàm phụ thuộc dòng ids và iqs. Sơ đồ mạch điện thay thế dọc trục, ngang trục khi xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến điện kháng từ hóa đồng bộ ngang trục và dọc trục hiệu chỉnh được thể hiện ở hình 3.23 và hình 3.24.

1) Sơ đồ mạch điện thay thế LSPMSM khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến

điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục Lmd, Lmq

Hình 3.23 Mạch điện thay thế trục d khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq

Hình 3.24 Mạch điện thay thế trục q khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq

Mtải = 14 N.m Mtải = 14,5 N.m Mtải = 15 N.m

2) Kết quả mô phỏng và thảo luận Luận án áp dụng kết quả tính toán đặc tính Lmd, Lmq cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với các thông số tính toán đầu vào cho tại bảng 2.2. Khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ, điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục và dọc trục sẽ được hiệu chỉnh theo bảng 3.1 và bảng 3.2, đặc tính khởi động LSPMSM thu được sau khi mô phỏng bằng MATLAB/Simulink như hình 3.25.

Hình 3.25 Đặc tính khởi động của LSPMSM xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq, J = JR

Từ đặc tính khởi động LSPMSM khi xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ đối với LPSMSM thử nghiệm, có thể thấy sự ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục và đặc tính khởi động của động cơ. Trong quá trình khởi động, do ảnh hưởng của bão hòa mạch từ, chất lượng khởi động LSPMSM bị suy giảm nhiều, động cơ khởi động khó khăn hơn. LSPMSM không thể khởi động được với tải hằng Mtải = 15 N.m, LSPMSM lúc này có thể khởi động với tải hằng tối đa Mtải_max = 14,5 N.m.

Kết luận: Chất lượng khởi động của LSPMSM khi xét ảnh hưởng của bão hòa đến đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và ngang trục Lmd, Lmq đã bị giảm đi. Nguyên nhân chủ yếu là mômen từ trở sinh ra đã bị giảm đáng kể. Để khắc phục nhược điểm này ngay từ trong thiết kế, người thiết kế nên lựa chọn kích thước răng rãnh rôto và kích thước khối NCVC hợp lý. Đảm bảo mức độ suy giảm điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục và dọc trục Lmq, Lmd trong quá trình khởi động không quá lớn.

3.1.2 Ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài

3.1.2.1 Hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài

Hiệu ứng bề mặt tồn tại trong tất cả các mạch điện có dòng xoay chiều, là hiện tượng dòng xoay chiều có xu hướng tập trung phía trên bề mặt vật dẫn. Hiệu ứng bề mặt cũng

được gọi là hiệu ứng rãnh sâu trong trường hợp của máy điện sử dụng rôto lồng sóc [46]. Hiệu ứng rãnh sâu làm cho điện trở dây dẫn tăng lên và làm giảm điện kháng tản của cuộn dây dẫn. Đối với động cơ có lồng sóc ví dụ như KĐB thông dụng, người ta coi các tham số điện trở, điện kháng stato và rôto là các tham số không đổi khi máy làm việc ổn định trong phạm vi cho phép [2]. Khi khởi động, tức là xảy ra một quá trình quá độ trong đó động cơ chuyển từ trạng thái đứng yên đến tốc độ đồng bộ. Trong quá trình này diễn biến các tham số phức tạp, sự thay đổi của tần số trong rô to gây nên ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài. Đối với các động cơ KĐB công suất lớn người ta thường chế tạo động cơ có rôto rãnh sâu, mục đích là tăng điện trở rôto khi khởi động, đồng nghĩa với tăng mômen lúc khởi động. LSPMSM về cơ bản có kết cấu rôto lồng sóc. Vì vậy tương tự như động cơ KĐB, trong quá trình khởi động phải xét đến ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài.

Đối với thanh dẫn lồng sóc rôto, giả sử các thanh dẫn rôto được chia thành các phần tử nhỏ (hình 3.26), các thành phần này được xếp cạnh nhau và nối với vành ngắn mạch tương ứng sẽ tạo thành vòng dây [55]. Ở điều kiện xác lập, tần số của rôto bằng không (với LSPMSM), các vòng nằm ở vị trí gần tâm sẽ chịu tác động của từ trường tản nhiều nhất. Giá trị điện kháng tản sẽ lớn hơn nếu so sánh với giá trị điện kháng tản của các vòng gần với khe hở không khí. Khi tần số f2 của dòng điện rôto tăng lên (tốc độ quay giảm xuống), do hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài dòng điện có xu hướng tập trung lên phía trên bề mặt dây dẫn, tiết diện cắt ngang dây dẫn phần dẫn điện hữu ích giảm xuống. Như vậy, điện trở dây dẫn sẽ tăng lên, điện kháng tản thanh dẫn giảm xuống. Kết quả là giá trị điện trở và điện kháng tản rôto tăng, giảm phụ thuộc vào tần số dòng điện rôto (tốc độ quay rôto - hệ số trượt).

Hình 3.26 Phân bố từ trường tản trong rãnh rôto lồng sóc, s là tốc độ trượt, n là tốc độ quay, i2 là dòng chạy trong thanh dẫn rôto, , là từ thông tản (nguồn: [55])

Đối với các động cơ điện có lồng sóc, rãnh rôto thường có cấu tạo dạng quả lê và hình

chữ nhật (hình 3.27).

Hình 3.27 Tiết diện cắt ngang của một rãnh rôto lồng sóc (nguồn: [60], [55])

3.1.2.2 Các thông số LSPMSM bị ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài

Điện cảm tản của rôto lồng sóc được xác định bởi 4 hệ số từ dẫn tản [11]: hệ số từ dẫn tản của rãnh, hệ số từ dẫn tản tạp rãnh, hệ số từ dẫn tản phần đấu nối, hệ số từ dẫn tản do rãnh nghiêng. Do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, chỉ hệ số từ dẫn tản rãnh bị thay đổi giá trị. Giá trị của điện cảm tản rãnh phụ thuộc vào tần số dòng điện rôto như sau [39], [55], [60], [74]:

(3-30)

Trong đó:

L’rr~ - giá trị điện cảm tản rãnh rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài (phụ thuộc tần

số dòng rôto);

L’rr - giá trị điện cảm tản rãnh rôto quy đổi không xét hiệu ứng mặt ngoài;

 - tỷ số giữa chiều cao của nhôm trong rãnh và chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh :

(3-31)

 - chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh:

(3-32)

 - điện trở suất của vật liệu thanh dẫn lồng sóc;

- tần số góc của dòng điện rôto;

f2 - tần số dòng điện rôto;

h - chiều cao của rãnh rôto.

Như vậy, giá trị điện cảm rôto xét đến hiệu ứng mặt ngoài sẽ được xác định như sau:

(3-33) L’r = L’r0 + L’r2.kL(s)

L’r0 là giá trị điện cảm tản của tổng các hệ số từ dẫn tản tạp rãnh, từ dẫn tản đấu nối

và từ dẫn tản rãnh nghiêng rôto quy đổi.

Tương tự, điện trở rôto được xác định bởi hai thành phần điện trở tác dụng thanh dẫn rôto và điện trở vành ngắn mạch [11]. Do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, chỉ thành phần điện trở thanh dẫn rôto bị thay đổi giá trị. Điện trở thanh dẫn rôto phụ thuộc vào tần số dòng điện rôto được xác định như sau [39], [55], [60], [74]:

(3-34)

Trong đó r’rtd~ là giá trị điện trở tác dụng rôto xét đến hiệu ứng mặt ngoài (phụ thuộc

tần số dòng điện rôto), r’rtd là giá trị điện trở tác dụng rôto không xét hiệu ứng mặt ngoài.

Như vậy, giá trị điện trở rôto xét đến hiệu ứng mặt ngoài sẽ được tính toán như sau:

(3-35)

Trong quá trình khởi động, LSPMSM sẽ tăng tốc từ trạng thái đứng yên (tốc độ bằng 0) đến tốc độ đồng bộ tương ứng với độ trượt s giảm từ 1 ÷ 0. Mặt khác theo (3-33), (3-35) giá trị điện cảm tản và điện trở rôto là hàm số phụ thuộc vào độ trượt s, vì thế trong quá trình khởi động giá trị điện cảm tản và điện trở rôto sẽ là các hàm phụ thuộc độ trượt s. Như vậy, trong quá trình khởi động LSPMSM, giá trị điện cảm tản quy đổi và điện trở rôto quy đổi phải được hiệu chỉnh tương ứng là các hàm phụ thuộc độ trượt s trong mô hình toán LSPMSM đã được xét ở Chương 2.

Luận án áp dụng các phương trình (3-30), (3-34) để tính toán đặc tính kR(s) và kL(s) cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, 3 pha tại hình 2.10 với các thông số tính toán được cho ở bảng 2.2. Với kích thước răng, rãnh rôto LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW đã cho ở hình 3.2, đặc tính kR(s), kL(s) được tính toán theo (3-30), (3-34) và được thể hiện ở hình 3.28, 3.29 (chi tiết tính toán tại Phụ lục A).

Hình 3.28 Đặc tính kR(s) của LSPMSM thử nghiệm

Hình 3.29 Đặc tính kL(s) của LSPMSM thử nghiệm

Đối với LSPMSM thử nghiệm, giá trị điện trở thanh dẫn rôto là hàm phụ thuộc vào hệ

số trượt s và được xác định như sau:

(3-36)

Giá trị điện trở thanh dẫn rôto quy đổi là hàm phụ thuộc vào hệ số trượt s và được xác

định như sau:

(3-37)

Chuyển sang giá trị điện kháng, điện kháng rôto quy đổi x’2 được xác định:

(3-38)

Từ kết quả tính toán đặc tính kR(s) và kL(s) cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW tại các hình 3.28, 3.29 có thể thấy: Do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, trong quá trình khởi động, giá trị điện trở tác dụng thanh dẫn rôto ban đầu tại s = 1 tăng lên gấp 1,47 lần so với giá trị điện trở thanh dẫn rôto ở chế độ vận hành xác lập. Trong khi đó giá trị điện cảm tản rãnh rôto giảm xuống còn 0,87 lần so với giá trị điện cảm tản rãnh rôto ở chế độ vận hành định mức. Mặt khác, mômen KĐB do lồng sóc sinh ra tỷ lệ thuận với giá trị điện trở rôto và tỷ lệ nghịch với giá trị điện cảm tản rôto, vì thế khi xét hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài mômen KĐB (mômen kéo) sẽ tăng lên đáng kể trong quá trình khởi động.

3.1.2.3 Ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài đến đặc tính khởi động LSPMSM

Như trên đã xét, nếu xét ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài, trong quá trình khởi động giá trị điện trở và điện cảm tản quy đổi rôto phải được xem là các đại lượng phi tuyến (3-33), (3-35). Vì vậy sơ đồ mạch điện thay thế LSPMSM xét đến ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài sẽ được hiệu chỉnh như hình 3.30 và hình 3.31.

1) Sơ đồ mạch điện thay thế xét đến ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài

được hiệu chỉnh

Hình 3.30 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d hiệu chỉnh xét đến hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.31 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q hiệu chỉnh xét đến hiệu ứng mặt ngoài

2) Kết quả mô phỏng và bàn luận

Mtải = 14 N.m Mtải = 18 N.m Mtải = 20 N.m Mtải = 20,2 N.m

Với LSPMSM 3 pha, 2,2 kW thử nghiệm, các thông số tính toán đựợc cho ở bảng 2.2 Khi xét ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài các giá trị điện trở và điện kháng tản rôto quy đổi được hiệu chỉnh theo (3-36), (3-38). Đặc tính tốc độ khởi động LSPMSM thử nghiệm thu được sau khi mô phỏng:

Hình 3.32 Đặc tính khởi động của LSPMSM xét hiệu ứng mặt ngoài, J = JR

Mtải = 14 N.m

Mtải = 16 N.m

Mtải = 16,5 N.m

Mtải = 16,8 N.m

Hình 3.33 Đặc tính khởi động của LSPMSM không xét hiệu ứng mặt ngoài, J = JR

Để thấy được ưu điểm của hiệu ứng mặt ngoài, hình 3.33 thể hiện đặc tính tốc độ khởi động của LSPMSM, trong đó các tham số động cơ là hệ số hằng nhằm so sánh với đặc tính khởi động LSPMSM có xét hiệu ứng mặt ngoài ở hình 3.33:

Từ đặc tính khởi động của LSPMSM thu được sau mô phỏng có thể thấy ảnh hưởng đáng kể của hiệu ứng mặt ngoài đến chất lượng khởi động của LSPMSM. So sánh đặc tính tốc độ tại hình 3.32 và đặc tính tốc độ tại hình 3.33 (không xét hiệu ứng mặt ngoài) thì đặc tính tốc độ LSPMSM đã thay đổi đáng kể. Với hiệu ứng mặt ngoài, LSPMSM có chất lượng khởi động tốt hơn, cụ thể, LSPMSM khởi động được với tải lớn hơn. LSPMSM có thể khởi động với tải hằng cực đại Mtải_max = 20 N.m, trong khi đó nếu không xét hiệu ứng mặt ngoài động cơ có thể khởi động với tải cực đại Mtải_max = 16,5 N.m. Bên cạnh đó, với hiệu ứng mặt ngoài thì thời gian vào đồng bộ nhanh hơn, ở tải định mức Mtải = 14 N.m khi xét hiệu ứng mặt ngoài là 0,4 s (hình 3.32), không xét hiệu ứng mặt ngoài là 0,5 s (hình 3.33). Điều này có được là khi xét hiệu ứng mặt ngoài, với s = 1 (động cơ ở trạng thái đứng yên) điện trở rôto tăng 1,47 lần, điện kháng tản rôto giảm 0,87 lần, mômen KĐB do lồng sóc sinh ra đã tăng lên so với khi xét điện trở và điện cảm tản rôto là giá trị hằng số (giá trị khi vận hành xác lập, s = 0). Qua kết quả mô phỏng cũng cho thấy, hoàn toàn có thể lợi dụng hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài để nâng cao chất lượng khởi động của LSPMSM. Biện pháp ở đây là tăng giá trị điện trở và giảm giá trị điện cảm tản ở phương trình (3-36), (3-38) khi s = 1 và được thực hiện bằng cách tăng giá trị . Theo (3-31),  tỷ lệ thuận với h và tỷ lệ nghịch với , với LSPMSM được cấp từ nguồn có tần số cố định, vật liệu chế tạo thanh dẫn rôto không đổi thì giá trị  khi s = 1 luôn là hằng số. Vì vậy trong thiết kế để tăng giá trị  chỉ bằng cách tăng chiều cao rãnh rôto h. Tuy nhiên, nếu thiết kế rãnh sâu để có đặc tính khởi động tốt thì phần diện tích thép rôto để bố trí lồng sóc sẽ chiếm nhiều gây khó khăn trong việc bố trí vị trí, kích thước của khối NCVC để đảm bảo bài toán tối ưu hiệu suất trong quá trình vận hành của LSPMSM. Vì vậy, ngay từ ban đầu người thiết kế sẽ phải tính toán chi tiết việc lựa chọn kích thước răng rãnh, kích thước

NCVC trong lõi rôto hợp lý để đảm bảo hài hòa giữa quá trình khởi động và hiệu suất làm việc ở chế độ xác lập của LSPMSM. Tuy nhiên, đối với LSPMSM sử dụng cho các tải không cần mômen khởi động lớn thì người thiết kế có thể thiết kế rãnh tròn thay vì rãnh quả lê như động cơ KĐB thông thường để lợi dụng hiệu ứng mặt ngoài [81].

3.1.2.4 Kết luận

Qua các đặc tính khởi động thu được dựa trên mô phỏng mô hình toán LSPMSM có

xét và không xét hiệu ứng mặt ngoài có thể rút ra một số kết luận như sau:

- Hiệu ứng mặt ngoài ảnh hưởng đến đặc tính khởi động của LSPMSM.

- LSPMSM vốn rất khó khăn khi khởi động, vì vậy trong quá trình thiết kế LSPMSM, người thiết kế nên lựa chọn răng rãnh rôto hợp lý nhằm lợi dụng hiệu ứng mặt ngoài để cải thiện đặc tính khởi động của LSPMSM.

- Kết quả xây dựng và mô phỏng mô hình LSPMSM xét đến hiệu ứng mặt ngoài là cơ

sở đánh giá bước đầu đối với các thiết kế răng rãnh rôto khác nhau của LSPMSM.

Mục đích của luận án là nghiên cứu đặc tính khởi động của LSPMSM và các yếu tố ảnh hưởng. Vì vậy kết quả tính toán đặc tính r’2, L’r xét đến hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài sẽ được tổng hợp để tính toán và phân tích đặc tính khởi động của LSPMSM, chi tiết tại phần sau.

3.1.3 Ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến điện kháng tản stato, rôto x1, x’2

Tương tự như động cơ KĐB, trong quá trình khởi động, LSPMSM thường được đóng trực tiếp vào lưới điện [2]. Vì vậy dòng điện khởi động có thể lớn (4 ÷ 7)Iđm, điều này sẽ sinh ra hiện tượng bão hòa mạch từ, chủ yếu ở phần đầu răng do từ trường tản và từ trường tản tạp làm cho điện kháng tản stato và rôto x1, x’2 thay đổi.

Cũng tương tự như động cơ KĐB ở quá trình khởi động, thông thường trong khi tính toán thiết kế máy điện KĐB, người ta chỉ tính được các tham số trên ở thời điểm s = 1 và khi máy làm việc ở tốc độ định mức s = 0 [11]. Để tính toán ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến giá trị điện kháng tản stato, rôto và đặc tính khởi động LSPMSM, luận án đặt ra một số giả thiết như sau [2]:

- Giá trị điện kháng tản x1, x’2 do bão hòa mạch từ tản gây ra giảm tỷ lệ bậc nhất với

dòng điện khởi động.

- Bỏ qua ảnh hưởng của nhiệt độ đến điện trở stato và rôto, coi LSPMSM không tăng

nhiệt trong quá trình khởi động.

3.1.3.1 Ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến điện kháng tản stato x1

Để xét ảnh hưởng của bão hòa đến điện kháng tản stato x1, thực hiện tuyến tính hóa đặc tính với giả thiết điện kháng tản x1 giảm tỷ lệ bậc nhất với dòng khởi động is [2]. Như vậy điện kháng tản stato x1 được luận án đề xuất:

(3-39)

Trong đó:

x10 - thành phần điện kháng tản hằng số, không phụ thuộc vào giá trị bão hòa mạch từ;

is, Isđm - tương ứng là thành phần dòng stato tức thời và định mức stato;

kbhx1 - hệ số bão hòa đặc tính điện kháng tản stato.

Các giá trị xs0, kbh được xác định từ các điều kiện biên:

Trong đó:

x1bh - giá trị điện kháng bão hòa;

x1đm - giá trị điện kháng tản định mức khi động cơ làm việc với dòng định mức;

Ikđ, I1đm - giá trị dòng khởi động và dòng định mức.

Các tham số trên được tính toán chi tiết theo tài liệu [11].

Với LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW đã xét ở trên, đặc tính giá trị điện kháng stato được tuyến tính hóa khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ được xác định (Theo phụ A đi kèm):

(3-40)

Đặc tính điện cảm tản stato xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ:

(3-41)

3.1.3.2 Ảnh hưởng bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài đến điện kháng tản rôto x’2

Như ở mục 3.1.2 đã xét, trong quá trình quá độ, do hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài điện kháng tản rôto (điện cảm tản rôto) phải được xét là hàm phụ thuộc độ trượt s. Tuy nhiên, trong quá trình khởi động điện kháng tản rôto x’2 còn bị tác động bởi bão hòa mạch từ. Tương tự như xét đối với ảnh hưởng bão hòa mạch từ đến điện kháng tản stato, giả thiết điện kháng tản x’2 giảm tỷ lệ bậc nhất với dòng khởi động is [2]. Như vậy, điện kháng tản stato x’2 được xác định:

(3-42)

Trong đó:

x’r0 - thành phần điện kháng hằng số rôto quy đổi không chịu ảnh hưởng của hiệu

ứng mặt ngoài đã xét ở phần 3.1.2;

x’r2 - thành phần điện kháng tản rãnh rôto quy đổi;

kbhx2 - hệ số bão hòa đặc tính điện kháng tản rôto;

x’20bh - điện kháng hằng số.

Các giá trị xs0, kbh được xác định từ các điều kiện biên:

Với LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW đã xét ở trên, điện kháng rôto khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài được xác định như sau (Theo phụ lục A):

(3-43)

Điện cảm tản rôto xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiện tượng hiệu ứng mặt

ngoài:

(3-44)

3.1.3.3 Ảnh hưởng bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài đến điện kháng tản stato, điện kháng tản, điện trở rôto và đặc tính khởi động LSPMSM

Tổng kết lại, nếu xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ thì điện cảm tản stato và rôto phải được xem như là các đại lượng phi tuyến trong quá trình khởi động. Theo (3-41) điện cảm tản stato là hàm phụ thuộc vào dòng khởi động is, trong khi đó điện cảm tản rôto ngoài phụ thuộc vào độ trượt s (ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài) còn phụ thuộc vào dòng khởi động is (ảnh hưởng của bão hòa mạch từ). Vậy điện cảm rôto quy đổi L’lr trong quá trình khởi động là hàm hai biến của độ trượt s và dòng khởi động is.

Tổng hợp, khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài thì điện cảm tản stato, điện trở, điện cảm tản rôto của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW sẽ phải được hiệu chỉnh và được xác định cụ thể như sau:

1) Sơ đồ mạch điện thay thế hiệu chỉnh xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và

hiệu ứng mặt ngoài đến x1, x’2, r’2

Sơ đồ mạch điện thay thế của LSPMSM khi xét đến bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt

ngoài như sau:

Hình 3.34 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài đến x1, x’2, r’2

Hình 3.35 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài đến x1, x’2, r’2

2) Kết quả mô phỏng và thảo luận

Mtải = 14 N.m

Mtải = 20 N.m

Mtải = 22,6 N.m

Mtải = 23 N.m

Với LSPMSM 3 pha, 2,2 kW thử nghiệm, các thông số được tính toán tại bảng 2.2. Khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài, điện cảm tản stato, điện trở và điện cảm tản rôto được hiệu chỉnh theo (3-41), (3-43), (3-44). Đặc tính khởi động LSPMSM thử nghiệm thu được sau khi mô phỏng:

Hình 3.36 Đặc tính khởi động LSPMSM xét hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ tản

Khi xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ đến đặc tính điện cảm tản stato và rôto cho thấy chất lượng khởi động LSPMSM được tăng lên. LSPMSM có thể khởi động với tải lớn hơn, cụ thể LSPMSM thử nghiệm có thể khởi động với mômen tải cực đại Mtải_max = 22,6 N.m, so với mômen tải cực đại Mtải_max = 20 N.m ở trường hợp chỉ xét hiệu ứng mặt ngoài. Như vậy, mômen khởi động đã được cải thiện đáng kể. Ngoài ra, khi so sánh với trường hợp chỉ xét hiệu ứng mặt ngoài, thời gian vào đồng bộ khi xét thêm bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài thì LSPMSM nhanh hơn (với Mtải = 14 N.m, thời gian vào đồng bộ là 0,3 s, trường hợp xét chỉ có hiệu ứng mặt ngoài là 0,4 s). Nguyên nhân của việc tăng chất lượng khởi động là do bão hòa mạch từ điện kháng tản của stato và rôto bị suy giảm dẫn đến mômen KĐB tăng lên, mômen điện từ tổng sẽ tăng, LSPMSM có thể khởi động với tải lớn hơn.

Kết luận: Khi xét ảnh hưởng bão hòa mạch từ và ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài đến x1, x’2, r’2 chất lượng khởi động LSPMSM tăng, LSPMSM có thể khởi động với tải lớn hơn.

3.1.4 Ảnh hưởng của nhiệt độ

Trong các nghiên cứu LSPMSM, điện trở của dây quấn ngầm định quy đổi về giá trị nhiệt độ 75 0C và giá trị điện trở stato và rôto được xem là hằng số với giả thiết là quá trình khởi động ngắn, không đủ thời gian gia nhiệt ảnh hưởng đến giá trị điện trở của động cơ.

Trong thực tế, LSPMSM không chỉ khởi động từ trạng thái nhiệt độ môi trường (khởi động lạnh) mà trong nhiều trường hợp bắt buộc khởi động lại trong quá trình làm việc (ví dụ mất điện đột nhiên trong thời gian ngắn hoặc dừng sản xuất tạm thời). Như vậy động cơ sẽ phải khởi động lại khi nhiệt độ dây quấn đã tăng cao (khởi động nóng). Trong phần này, luận án nghiên cứu ảnh hưởng nhiệt độ đến quá trình khởi động LSPMSM với một số giả thiết:

- Nhiệt độ chỉ ảnh hưởng đến điện trở cuộn dây stato và rôto, không ảnh hưởng đến

đặc tính từ hóa của vật liệu NCVC.

- Không xét ảnh hưởng của yếu tố hiệu ứng mặt ngoài lên giá trị điện trở rôto.

3.1.4.1 Ảnh hưởng nhiệt độ đến điện trở stato và rôto

Điện trở của dây dẫn được tính như sau [11]:

(3-45)

Trong đó, l là chiều dài dây dẫn (m),  là điện trở suất dây dẫn (.m2/m), S là tiết diện

dây dẫn (m2).

Điện trở suất ở một nhiệt độ bất kỳ được tính toán

(3-46)

Trong đó:

20 - điện trở suất của dây dẫn ở 20 0C (nhiệt độ phòng thí nghiệm);

 - nhiệt độ dây dẫn;

α - hệ số nhiệt điện trở dây dẫn.

Dưới đây là điện trở suất của đồng và nhôm ở các nhiệt độ khác nhau và được ghi

trong bảng 3.3.

Bảng 3.3 Điện trở suất , .mm2/m - nguồn [11]

Vật liệu dây dẫn

Đồng Nhôm đúc (rôto lồng sóc) Nhiệt độ tính toán; 0C 115 75 20 1/41 1/46 1/56 1/20,5 1/23 1/28

Như vậy điện trở của dây dẫn đồng, nhôm sẽ là một hàm số của nhiệt độ r().

3.1.4.2 Ảnh hưởng nhiệt độ môi trường đến đặc tính khởi động LSPMSM

Để đánh giá ảnh hưởng của nhiệt độ đến đặc tính khởi động LSPMSM, luận án nghiên cứu đánh giá với LSPMSM thử nghiệm 3 pha, 2,2 kW, thông số được tính toán tại bảng 2.2. Tuy nhiên, giá trị điện trở stato và rôto sẽ được thay đổi tương ứng với các nhiệt độ môi trường khởi động giả thiết. Đặc tính khởi động LSPMSM được khảo sát tại các nhiệt độ 20 0C (nhiệt độ môi trường thí nghiệm) đến 120 0C.

Bảng 3.4 Giá trị điện trở stato, rôto theo nhiệt độ

20 2,96 1,73 40 3,18 1,87 120 75 3,6 4,11 2,11 2,41 Nhiệt độ (0C) Điện trở stato () Điện trở rôto ()

t = 20 0C t = 40 0C t = 75 0C t = 120 0C

Để so sánh mức độ ảnh hưởng của nhiệt độ đến đặc tính khởi động, giả thiết các tham số LSPMSM là hằng số, mômen tải định mức, chỉ có giá trị điện trở stato và rôto thay đổi tương ứng. Kết quả ảnh hưởng của nhiệt độ môi trường đến đặc tính tốc độ khởi động LSPMSM như hình 3.37.

Hình 3.37 Đặc tính khởi động của LSPMSM tại một số nhiệt độ môi trường làm việc khác nhau,

J = JR, Mtải = Mđm

Từ kết quả đặc tính tốc độ khởi động thu được sau khi mô phỏng LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW tại các nhiệt độ khác nhau (hình 3.37), có thể thấy nhiệt độ môi trường càng cao thì chất lượng khởi động của LSPMSM càng tốt. Việc cải thiện đặc tính khởi động chủ yếu do nhiệt độ môi trường làm việc tăng, điện trở rôto tăng tương ứng dẫn đến mômen KĐB tăng, LSPMSM sẽ có mômen khởi động tốt hơn. Nhưng khi nhiệt độ tăng hơn 75 0C thì mức độ ảnh hưởng của nhiệt độ lên đặc tính khởi động rất nhỏ và không đáng kể.

3.1.5 Ảnh hưởng của tính chất tải

Như trên đã xét một số yếu tố ảnh hưởng đến đặc tính khởi động LSPMSM: điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục, dọc trục, hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài, bão hòa mạch từ, nhiệt độ. Tuy nhiên sẽ thiếu sót nếu không đánh giá khả năng khởi động của LSPMSM đối với các loại tải khác nhau ở điều kiện vận hành thực tế. Đây chính là một yếu tố quan trọng đối với quá trình thiết kế, ứng dụng và phổ biến chủng loại động cơ này.

3.1.5.1 Các loại tải máy sản xuất hiện nay

Tùy thuộc vào từng loại máy sản xuất, tức phụ thuộc vào đặc điểm của công nghệ từng máy, lực cản hoặc mômen cản có giá trị phụ thuộc tốc độ làm việc theo những hàm số Mc = f(w) khác nhau. Quan hệ Mc = f(w) gọi là đặc tính cơ sản xuất. Mặc dù hàm số Mc = f(w) các máy sản xuất rất đa dạng, nhưng để thuận tiện trong khảo sát có thể chia chúng thành bốn loại sau [1]:

- Mômen cản máy tiện: có quan hệ tỷ lệ nghịch với tốc độ

(3-47)

Trong đó:

Mc(0) - mômen cản khi tốc độ w = 0;

Mđm, wđm - mômen và tốc độ định mức.

- Mômen cản cầu trục (Tải hằng): có giá trị không đổi, không phụ thuộc vào tốc độ

làm việc, ví dụ mômen cản do tải trọng sinh ra

(3-48) Mc = Mđm = const

- Mômen cản loại ma sát nhớt: tỷ lệ bậc nhất đối với tốc độ làm việc, đây là mômen cản do ma sát nhớt sinh ra hoặc do mômen cản do máy phát điện gây ra trên trục động cơ sơ cấp.

(3-49)

Mômen cản loại quạt gió: tỷ lệ với bình phương tốc độ làm việc, đây là mômen cản

của quạt gió, máy bơm nước và các máy cơ cấu công tác dạng cánh quạt, chân vịt…

(3-50)

Tại các phần 2.5 và 3.1.1 ÷ 3.1.4 trên, các đặc tính khởi động thu được khi mô phỏng LSPMSM 3 pha, 2,2 kW thử nghiệm đều giả thiết mômen tải là hằng số. Đối với ba loại tải còn lại không mất đi tính tổng quát nếu lựa chọn tải quạt gió để đánh giá về đặc tính khởi động của LSPMSM. Nguyên nhân là loại tải quạt gió bao gồm hai tải phổ biến là tải quạt và tải bơm, vì vậy nếu đánh giá khả năng và chất lượng khởi động cho loại tải này sẽ tạo điều kiện để nghiên cứu ứng dụng LSPMSM thay thế cho động cơ KĐB hiện đang phổ biến hiện nay.

3.1.5.2 Ảnh hưởng của tải quạt gió tới đặc tính khởi động của LSPMSM

Để đánh giá khả năng khởi động của LSPMSM với tải quạt gió, luận án nghiên cứu đánh giá với LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, 3 pha với các thông số cho tại bảng 2.2. Tải quạt gió được lựa chọn là quạt ly tâm hướng trục VTL 4B 03 được sử dụng để truyền tải không khí có áp, cấp thoát không khí theo đường ống dẫn trong những nhà cao tầng, tầng hầm hay dùng để hút khói, bụi, nhiệt ở những công trình phức tạp. Quạt ly tâm hướng trục VTL 4B 03 có các thông số đầu vào được cho tại bảng 3.5.

Bảng 3.5 Thông số quạt ly tâm VTL 4B 03 - Nguồn [12]

Tham số Tốc độ quay Lưu lượng gió Đường kính cánh Áp suất Công suất quạt Giá trị 1500 5.000 360 1.200 3 Đơn vị Vòng/phút m3/h mm Pa Hp

Để quy về so sánh với tải hằng như các phần trước đã xét, giả thiết mômen quán tính đặt vào hệ J = JR. Kết quả mô phỏng các đặc tính khởi động LSPMSM thử nghiệm với tải quạt gió được thể hiện như hình 3.38.

Hình 3.38 Đặc tính khởi động LSPMSM với tải quạt gió, J = JR

Qua các đặc tính khởi động mô phỏng thu được của LSPMSM thử nghiệm, có thể thấy với tải quạt gió chất lượng khởi động của LSPMSM được cải thiện đáng kể so với tải hằng. LSPMSM dễ vào đồng bộ, thời gian vào đồng bộ nhanh hơn, độ dao động trong quá trình 67

khởi động ít hơn. Điều này có được do mômen cản ban đầu lúc khởi động của loại tải này không lớn. Đối với tải quạt, mômen tải tỷ lệ với bình phương tốc độ quay của trục, vì thế mômen tải đặt lên trục động cơ sẽ tăng dần theo tốc độ, có nghĩa là mômen cản đặt vào sẽ tăng từ 0 đến mômen đặt, do vậy chất lượng khởi động của LSPMSM với tải quạt sẽ tốt hơn so với tải hằng.

3.1.6 Ảnh hưởng của mômen quán tính J

Trong quá trình khởi động, mômen quán tính sẽ ảnh hưởng đến diễn biến đặc tính động của quá trình [1]. Gọi J là mômen quán tính tổng đưa vào trục động cơ, JR là mômen quán tính của rôto động cơ, trong các phân tích ở trên, luận án xét mômen quán tính như là một biến số không đổi J = JR. Nhưng trong thực tế mômen quán tính luôn thay đổi theo sự biến đổi của tải hoặc các tham số khác có liên quan đến hệ truyền động. Trong phần này, luận án sẽ nghiên cứu phân tích động học của quá trình động LSPMSM khi mômen quán tính đưa vào trục động cơ khác nhau.

Để đánh giá mức độ ảnh hưởng của mômen quán tính, luận án tiếp tục áp dụng mô

phỏng đặc tính khởi động cho LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, trong đó:

- Mômen quán tính đưa vào trục động cơ sẽ thay đổi với một số giá trị khác nhau và

được thể hiện ở hình 3.39.

J = JR J = 3*JR J = 6*JR J = 12*JR

- Giả thiết tải vẫn là tải hằng định mức, Mtải = 14 N.m.

Hình 3.39 Đặc tính khởi động LSPMSM với các mômen quán tính khác nhau, Mtải = Mđm

Từ các đặc tính tốc độ khởi động tại hình 3.38 cho thấy mômen quán tính ảnh hưởng lớn đến quá trình khởi động của LSPMSM. Khi tăng mômen quán tính J, LSPMSM khởi động rất khó khăn, thời gian khởi động kéo dài.

3.2 Tổng hợp các yếu tố chính ảnh hưởng đến đặc tính khởi động của LSPMSM

Tại Chương 2 đã đề cập, mô hình toán LSPSMSM được thể hiện bởi hệ các phương trình vi phân của điện áp, dòng điện, từ thông được viết theo hệ tọa độ d, q, với các tham số điện trở stato, rôto quy đổi, điện cảm stato, rôto quy đổi,… Sơ đồ mạch điện thay thế LSPMSM được thể hiện ở hình 2.3 và hình 2.4. Cũng trong Chương 2, đặc tính khởi động của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW được mô phỏng bởi MATLAB/Simulink, trong đó các thông số LSPMSM cho ở bảng 2.2 được tính toán và xét là các hằng số.

Trong mục 3.1 cũng đã xét các thông số điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục, điện trở rôto, điện cảm tản stato, điện cảm tản rôto là các đại lượng phi tuyến phụ thuộc bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài. Cụ thể, các thông số là hàm phụ thuộc độ trượt, dòng khởi động is, dòng ids, iqs. Tại mục này, luận án tổng hợp các yếu tố tác động đến quá trình khởi động, trong đó đặt ra một số giả thiết như sau:

- Các yếu tố như loại tải, nhiệt độ môi trường làm việc ban đầu được xét là các yếu tố

không đổi.

- Động cơ làm việc với tải hằng, Mtải = Mđm.

- Nhiệt độ khởi động LSPMSM là 75 0C bằng với nhiệt độ quy đổi khi tính toán điện

trở stato và rôto.

- Các kích thước NCVC và khe hở không khí đầu cực không đổi.

- Nhiệt độ khởi động không ảnh hưởng đến đặc tính từ của NCVC.

Tổng hợp các yếu tố được xét đến trong quá trình khởi động LSPMSM:

- Bão hòa mạch từ ảnh hưởng đến điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục, dọc trục: Lmd,

Lmq được xét là hàm của biến ids và iqs.

- Bão hòa mạch từ ảnh hưởng đến điện kháng tản stato, rôto: x1 và x’2 được xét là

hàm của biến dòng điện khởi động stato is.

- Hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài ảnh hưởng đến đặc tính của điện trở và điện cảm

tản rôto: r’2 và x’2, là hàm của biến hệ số trượt s.

Từ mô hình toán đã xét ở Chương 2 và các yếu tố ảnh hưởng, luận án đề xuất mô hình tổng hợp để xét các yếu tố ảnh hưởng đến LSPMSM trong quá trình khởi động, trong đó các thông số động cơ được xét là các hàm số phụ thuộc các biến đầu vào.

3.2.1 Mô hình toán của LSPMSM xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài

Tổng hợp, luận án đề xuất mô hình toán có xét các yếu tố ảnh hưởng của bão hòa

mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài đến quá trình khởi động của LSPMSM như sau:

Phương trình điện áp:

Điện áp stato

(3-51)

Điện áp rôto

(3-52)

Phương trình từ thông:

Từ thông stato

(3-53)

Từ thông rôto

(3-54)

Sơ đồ mạch điện thay thế dọc trục, ngang trục của LSPMSM thỏa mãn phương trình

(3-51) ÷ (3-54) được cho ở hình 3.40, 3.41:

Hình 3.40 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d hiệu chỉnh của LSPMSM

Hình 3.41 Sơ đồ mạch điện thay thế trục q hiệu chỉnh của LSPMSM

3.2.2 Sơ đồ MATLAB/Simulink với mạch từ hiệu chỉnh đề xuất

Sử dụng MATLAB/Simulink mô phỏng mô hình toán của LSPMSM xét đến bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài. Trong quá trình khởi động, các thông số Lmd, Lmq, Lls, L’lr, r’2 được xét là các đại lượng phi tuyến. Các thông số đã được tính toán và cho tại bảng 3.6. Do các thông số trên là phi tuyến nên một số khối tính toán MATLAB/Simulink đã áp dụng ở mục 2.3 cần được hiệu chỉnh như khối mô hình mô phỏng LSPMSM bên dưới.

Hình 3.42 Sơ đồ khối MATLAB/Simulink mô phỏng LSPMSM có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.43 Sơ đồ khối tính toán ids, iqs, idr, iqr xét ảnh hưởng bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.44 Sơ đồ khối tính toán ids có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.45 Sơ đồ khối tính toán iqs có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.46 Sơ đồ khối tính toán L’qr, L’dr, Lls, r’2 có xét ảnh hưởng của bão hòa

và hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.47 Sơ đồ khối tính toán i’dr xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài

Hình 3.48 Sơ đồ khối tính toán i’qr xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài

3.2.3 Kết quả mô phỏng

Đối với LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW, 3 pha, các tham số được tính toán tại bảng 2.2 được hiệu chỉnh khi xét đến bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài và được tổng hợp tại bảng 3.6:

Bảng 3.6 Thông số LSPMSM 2,2 kW xét hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ

Đơn vị Tham số Ký hiệu Giá trị

mm Hz

Đường kính trong stato Số rãnh stato Số rãnh rôto Chiều dài khe hở không khí Tần số nguồn cấp Điện trở stato 104 36 28 0,5 50 3,6 D Z1 Z2  f r1 

Điện trở lồng sóc rôto quy đổi  r’dr = r’qr = r’2

Điện cảm tản stato mH Lls

mH L’lr

mH Lmd Tra bảng 3.3 Lmd = f(ids)

mH Lmq Tra bảng 3.2 Lmq = f(iqs)

Br Nph kdq1

Điện cảm tản lồng sóc rôto quy đổi Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Nam châm vĩnh cửu Mật độ từ dư NCVC Số vòng dây một pha Hệ số dây quấn Mômen quán tính rôto động cơ JR Mômen tải định mức NdFeB-N35 1,2 312 0,902 0,0154 14 T Vòng kg.m2 N.m Mđm

Mtải = 14 N.m Mtải = 18 N.m Mtải = 21 N.m Mtải = 21,2 N.m

Hình 3.49 Đặc tính khởi động LSPMSM có xét ảnh hưởng của bão hòa và hiệu ứng mặt ngoài, J = JR

Sử dụng MATLAB/Simulink với các khối tính toán như mục 3.2.2 mô phỏng đặc tính LSPMSM thử nghiệm 3 pha, 2,2 kW dựa trên mô hình toán hiệu chỉnh đề xuất (3-51) ÷ (3- 54). Sơ đồ mạch điện thay thế được cho tại hình 3.40, 3.41. Các thông số LSPMSM thử nghiệm đã được tính toán tại mục 3.2.1 và được tổng hợp tại bảng 3.6, kết quả mô phỏng như sau:

Từ kết quả đặc tính tốc độ khởi động dựa trên mô phỏng mô hình toán LSPMSM 3 pha, 2,2 kW thử nghiệm với mô hình toán hiệu chỉnh đề xuất bằng MATLAB/Simulink cho thấy: Đặc tính khởi động khi xét đến bão hòa mạch từ và hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài cho chất lượng khởi động tốt hơn khi so sánh với đặc tính thu được và khi xét

các thông số LSPMSM là hằng số. LSPMSM có thể khởi động với tải cực đại Mtải_max = 20,2 N.m, thời gian vào đồng bộ cũng nhanh và ổn định hơn khi so sánh với đặc tính tốc độ mô phỏng với các thông số là hằng số. Như vậy, tổng hợp các ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài và hiện tượng bão hòa mạch từ, đặc tính khởi động LSPMSM về cơ bản sẽ được cải thiện so với trường hợp xét các thông số LSPMSM là hằng số như tại Chương 2 đã đề cập.

3.2.4 So sánh kết quả mô phỏng với phương pháp tổng hợp đề xuất và phương pháp phần tử hữu hạn

Như trên đã phân tích, phương pháp PTHH là một trong những phương pháp tiên tiến để xác định các bài toán điện từ trường. Tại mục 3.1, phương pháp PTHH đã được ứng dụng tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục, ngang trục Lmd, Lmq của LSPMSM nhằm mục đích so sánh với kết quả từ phương pháp LPM đề xuất trong luận án. Với ưu điểm trong tính toán các bài toán trường điện từ, luận án tiếp tục ứng dụng phần mềm ANSYS/Maxwell 2D để mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM. Phần mềm ANSYS/Maxwell 2D sẽ thông qua việc lựa chọn tính toán hiệu ứng dòng xoáy, các kích thước chia lưới phần tử hữu hạn trên răng, rãnh, mạch từ, khối NCVC,… do người sử dụng khai báo để mô phỏng LSPMSM. Trong đó, đã xét ảnh hưởng của yếu tố bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài.

Hình 3.50 Khai báo tính toán ảnh hưởng của hiệu ứng dòng xoáy trong Maxwell 2D

Hình 3.51 Lựa chọn kích thước lưới phần tử hữu hạn cho thanh dẫn lồng sóc

Kết quả mô phỏng bằng Maxwell 2D:

Hình 3.52 Chia lưới phần tử hữu hạn được khi mô phỏng LSPMSM

Hình 3.53 Đường từ thông LSPMSM tại thời điểm t = 0,0005 s được mô phỏng bởi Maxwell 2D

Hình 3.54 Đặc tính tốc độ và dòng khởi động LSPMSM được mô phỏng bằng ANSYS/Maxwell 2D

Tổng hợp đường đặc tính tốc độ, mômen khởi động với hai phương pháp: mô phỏng

mô hình toán với MATLAB/Simulink và ANSYS/Maxwell 2D:

Hình 3.55 Đặc tính tốc độ và mômen LSPMSM được mô phỏng bằng ANSYS/Maxwell 2D và MATLAB/Simulink

So sánh đường đặc tính tốc độ, mômen của LSPMSM thí nghiệm 2,2 kW thu được từ hai phương pháp: mô phỏng từ mô hình toán với MATLAB/Simulink và ANSYS/Maxwell 2D cho thấy kết quả tương đồng. Cả hai phương pháp đều có đường đặc tính tốc độ với tải định mức Mtải = 14 N.m sau 0,5 s sẽ vào đồng bộ, để đạt đến tốc độ đồng bộ (1.500 vòng/phút) lần đầu LSPMSM trải qua 5 lần giảm tốc.

Kết quả mô phỏng theo hai phương pháp cho thấy sự phù hợp của các đề xuất trong

luận án:

- Mô hình toán LSPMSM hiệu chỉnh có xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và

hiệu ứng mặt ngoài.

- Phương pháp LPM đề xuất tính toán đặc tính điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục và

ngang trục Lmq, Lmd.

- Ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài.

Một số ưu điểm của phương pháp mô phỏng dựa trên mô hình toán đề xuất so với

phương pháp PTHH là:

- Kết quả mô phỏng ngoài các đặc tính quan trọng tốc độ, người sử dụng có thể tùy biến để theo dõi quá trình biến đổi các tham số khác như: dòng điện 3 pha iabc, mômen điện từ, dòng ngang trục, dọc trục ids, mômen KĐB, mômen từ trở, mômen kích từ.

- Người sử dụng dễ dàng thay đổi các thông số đầu vào như điện trở stato, rôto, điện kháng stato, rôto, mômen quán tính động cơ JR, từ thông kích từ sinh ra,… để phân tích chi tiết ảnh hưởng của từng tham số đến đặc tính khởi động của LSPMSM. Điều này không dễ dàng thực hiện với phương pháp PTHH.

- Thời gian mô phỏng các đặc tính khởi động từ mô hình toán LSPMSM đề xuất so với phương pháp PTHH nhanh hơn. Theo thống kê, đặc tính tốc độ mô phỏng từ mô hình đề xuất trong khoảng thời gian 1 s sẽ mất 30 s tính toán, trong khi đó với phương pháp PTHH (Maxwell 2D) cùng khoảng thời gian 1 s, bước tính 0,0005 s sẽ mất khoảng 45 phút. Như vậy, thời gian mô phỏng đặc tính tốc độ khởi động từ mô hình toán LSPMSM đề xuất với MATLAB/Simulink nhanh gấp 90 lần phương pháp PTHH.

Từ kết quả mô phỏng bằng hai phương pháp và ưu điểm của phương pháp mô hình toán đề xuất cho thấy khả năng ứng dụng kết quả nghiên cứu của luận án. Với sự đơn giản, thời gian tính toán mô phỏng nhanh nên trong thiết kế động cơ, phương pháp này sẽ là một công cụ tốt để đánh giá sơ bộ thiết kế LSPMSM. Ngoài ra, sự tương đồng về kết quả mô phỏng từ hai phương pháp phản ánh sự hợp lý của các đề xuất trong luận án.

3.3 Khảo sát ảnh hưởng kích thước NCVC đến đặc tính khởi động LSPMSM và lựa chọn kích thước NCVC LSPMSM 2,2 kW

Hiện nay, LSPMSM rất đa dạng với các cấu hình NCVC gắn bề mặt, gắn chìm [42], [44]. Trong thiết kế, việc lựa chọn kích thước của NCVC luôn được tính toán cẩn thận bởi một số nguyên nhân sau:

- Kích thước NCVC ảnh hưởng trực tiếp đến các thông số của LSPMSM (Lmd, Lmq, E0), do vậy việc điều chỉnh kích thước NCVC sẽ liên quan đến đặc tính làm việc của động cơ (đặc tính khởi động, hiệu suất, cos);

- Liên quan đến công tác chế tạo rôto, chế tạo các thanh NCVC và công tác lắp đặt các

thanh NCVC lên rôto;

- Liên quan đến chi phí sản xuất LSPMSM do giá thành của vật liệu NCVC vẫn còn

tương đối cao.

Vì vậy, để khảo sát ảnh hưởng của kích thước NCVC, luận án xét một số kích thước NCVC của LSPMSM thử nghiệm 3 pha, 2,2 kW với giả thiết kết cấu stato không đổi, kết cấu răng rãnh của rôto vẫn giữ nguyên. Luận án ứng dụng mô hình toán LSPMSM để phân tích đặc tính khởi động của động cơ. Bên cạnh đó, để đánh giá hiệu suất và hệ số công suất của LPSMSM ở chế độ vận hành xác lập, luận án sử dụng phần mềm ANSYS/RMxprt là phần mềm phổ biến được sử dụng nhiều trong các nghiên cứu hiện nay [24], [44].

Luận án áp dụng các kết quả để nghiên cứu một số kích thước NCVC ảnh hưởng đến

đặc tính vận hành của LSPMSM 2,2 kW, trong đó:

- Độ dày NCVC biến đổi từ 5 ÷ 6 mm, lý do là trên thị trường sẵn có. Nếu nhỏ hơn sẽ phải gia công cắt NCVC, kéo theo là khó lắp đặt vì NCVC NdFeB giòn, dễ vỡ, ngược lại nếu dày quá sẽ không bố trí được trong lõi thép rôto.

- Bề rộng của NCVC biến đổi từ 29 ÷ 34 mm, lý do là với kích thước này sẽ đảm bảo về kích thước cầu nối là chỉ tiêu quan trọng trong thiết kế LSPMSM. Nếu dài hơn sẽ rất khó bố trí trong lõi thép rôto.

3.3.1 LSPMSM với độ dày NCVC khác nhau

3.3.1.1 Cấu hình rôto của LSPMSM với độ dày khác nhau

a) b) c)

Hình 3.56 Cấu hình của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với một số độ dày NCVC khác nhau

Để khảo sát ảnh hưởng của độ dày NCVC, luận án nghiên cứu ba cấu hình rôto

LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với giả thiết sau:

+ Cấu tạo răng, rãnh rôto không thay đổi.

+ Bề rộng NCVC không thay đổi, wm = 34 mm.

+ Độ dày lm NCVC được thay đổi từ 5 ÷ 6 mm, tương ứng là 5 mm; 5,5 mm và 6 mm.

Cấu hình rôto của LSPMSM với các độ dày khác nhau được thể hiện như hình 3.56.

3.3.1.2 Thông số LSPMSM với độ dày NCVC khác nhau Các cấu hình rôto thử nghiệm với các độ dày khác nhau, trong đóDlm biến đổi trong khoảng 1 mm. Áp dụng các tính toán tại phụ lục A, B, C để tính toán các thông số LSPMSM. Về cơ bản, các thông số LSPMSM không thay đổi, thông số thay đổi là đặc tính điện cảm từ hóa dọc trục Lmd = f(ids).

Đặc tính Lmd = f(ids) với cấu hình rôto có bề dầy khác nhau tại hình 3.56 được tính toán

lm = 5 mm

lm = 5,5 mm

lm = 6 mm

như phụ lục C và thể hiện như hình 3.57.

Hình 3.57 Đặc tính Lmd = f(ids) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với ba độ dày NCVC khác nhau

Bảng 3.7 tổng hợp giá trị đặc tính Lmd = f(ids) của ba cấu hình rôto có độ dày khác

nhau của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW tại một số điểm (dòng ids).

Bảng 3.7 Kết quả tính toán đặc tính Lmd với ba độ dày NCVC khác nhau

Dòng ids (A)

1 2 3 5 7 10 15 20 25 30 Lmd (H) lm = 5 mm 0,10620 0,08090 0,07160 0,06520 0,06240 0,06010 0,05790 0,05440 0,04870 0,04300 Lmd (H) lm = 5,5 mm 0,1014 0,0772 0,0684 0,0613 0,0586 0,0562 0,0544 0,0518 0,0473 0,0423 Lmd (H) lm = 6 mm 0,099 0,0724 0,0652 0,0584 0,0555 0,0531 0,0513 0,0495 0,0461 0,0417

3.3.1.3 Đặc tính khởi động LSPMSM với độ dày NCVC khác nhau

Các thông số của LSPMSM thử nghiệm với ba bề rộng NCVC khác nhau được tổng

hợp như bảng 3.8.

Bảng 3.8 Thông số LSPMSM 2,2 kW với độ dày NCVC khác nhau

Tham số Giá trị Ký hiệu Đơn vị

Tần số nguồn cấp f 50 Hz

Điện trở stato 3,6 r1 

Điện trở lồng sóc rôto quy đổi r’2 

Điện cảm tản stato Lls

Điện cảm tản lồng sóc rôto quy đổi mH mH L’lr

Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục mH Lmd Tra bảng 3.7 Lmd = f(ids)

mH Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq Tra bảng 3.3 Lmq = f(iqs)

Sức điện động cảm ứng NCVC 109 V E0

Mô phỏng LSPMSM từ mô hình toán với các thông số đã tính toán ở bảng 3.8. Đặc tính tốc độ khởi động của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW xét với một số bề rộng NCVC cùng tải hằng số Mtải = 14 N.m được thể hiện ở hình 3.58.

lm = 5 mm lm = 5,5 mm lm = 6 mm

Hình 3.58 Đặc tính tốc độ khởi động LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với độ dày NCVC khác nhau

Dựa trên kết quả mô phỏng có thể xác định mômen tải cực đại mà LSPMSM khởi

động được với các độ dày NCVC khác nhau.

Bảng 3.9 Mômen tải cực đại LSPMSM 2,2 kW khởi động được với độ dày NCVC khác nhau

5 34 20,2 5,5 34 19,9 6 34 19,5 lm (mm) wm (mm) Mtải_max (N.m)

Luận án khảo sát đặc tính khởi động của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với một số độ dày NCVC khác nhau. Từ hình 3.58 cho thấy độ dày NCVC nhỏ sẽ cho đặc tính khởi động của LSPMSM tốt. Cụ thể, khảo sát với lm từ 5 ÷ 6 mm đặc tính tốc độ khởi động tốt nhất với lm = 5 mm. NCVC có độ dày nhỏ cho đặc tính khởi động tốt, tuy nhiên hiệu suất và hệ số công suất ở chế độ vận hành xác lập lại có thể không đảm bảo, điều này sẽ được xét đến ở phần sau.

3.3.1.4 Hiệu suất và hệ số công suất của LSPMSM ở chế độ vận hành xác lập với độ dày NCVC khác nhau

Để đánh giá LSPMSM 2,2 kW ở chế độ vận hành xác lập với một số độ dày NCVC khác nhau, phần mềm ANSYS/RMxprt được sử dụng để xác định hiệu suất và hệ số công suất ở chế độ tải định mức, kết quả như bảng 3.10

Bảng 3.10 Hiệu suất và hệ số công suất LSPMSM với độ dày NCVC khác nhau

5 34 93,8 0,976 5,5 34 93,9 0,983 6 34 94,1 0,99 lm (mm) wm (mm)  cos

Như vậy, độ dày NCVC lớn thì hiệu suất và hệ số công suất của LSPMSM 2,2 kW ở

chế độ vận hành xác lập sẽ tăng lên.

3.3.2 LSPMSM với bề rộng NCVC khác nhau

3.3.2.1 Cấu hình rôto của LSPMSM với bề rộng khác nhau

a) b) c)

Hình 3.59 Cấu hình LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với bề rộng NCVC khác nhau

Để khảo sát ảnh hưởng của bề rộng NCVC, luận án nghiên cứu ba cấu hình rôto

LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với giả thiết sau:

- Cấu tạo răng, rãnh rôto không thay đổi;

- Độ dày NCVC không thay đổi, lm = 5 mm;

- Bề rộng wm NCVC được xét thay đổi từ 29 ÷ 34 mm, tương ứng là 29 mm, 32 mm

và 34 mm.

Cấu hình rôto của LSPMSM với các độ dày khác nhau được thể hiện như hình 3.59.

3.3.2.2 Thông số LSPMSM với bề rộng NCVC khác nhau

Các cấu hình rôto thử nghiệm với các bề rộng khác nhau trong đóDwm biến đổi trong khoảng 5 mm. Áp dụng các tính toán như tại phụ lục A, B, C đã xét, về cơ bản các thông số LSPMSM không thay đổi như đã tính tại bảng 3.6. Một số thông số thay đổi:

- Đặc tính điện cảm từ hóa dọc trục Lmq = f(iqs);

- Sức điện động cảm ứng do NCVC sinh ra, E0;

Đặc tính Lmq = f(iqs) với ba cấu hình rôto tại hình 3.54 được tính toán và thể hiện như

wm = 29 mm

wm = 32 mm

wm = 34 mm

hình 3.60.

Hình 3.60 Đặc tính Lmq = f(iqs) của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với bề rộng NCVC khác nhau

Bảng 3.11 tổng hợp giá trị đặc tính Lmq = f(iqs) của ba cấu hình rôto có bề rộng NCVC khác nhau của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW tại một số điểm (dòng iqs). Bảng 3.12 tổng hợp kết quả tính toán sức điện động cảm ứng NCVC E0.

Bảng 3.11 Kết quả tính toán đặc tính Lmq với ba bề rộng NCVC khác nhau

Dòng iqs (A) Lmq wm = 29 mm Lmq wm = 32 mm Lmq wm = 34 mm

1 2 3 5 7 10 15 20 25 30 0,2510 0,2667 0,2647 0,2221 0,1734 0,1306 0,0924 0,0720 0,0590 0,0501 0,2486 0,2643 0,2623 0,2167 0,1676 0,1265 0,0891 0,0694 0,0568 0,0484 0,2486 0,2631 0,2575 0,2061 0,1593 0,1195 0,0842 0,0654 0,0536 0,0456

Bảng 3.12 Bảng tổng hợp E0 với ba bề rộng NCVC khác nhau

29 32 34 wm (mm)

96 106 109 E0 (V)

3.3.2.3 Đặc tính khởi động LSPMSM với bề rộng NCVC khác nhau

Với bề rộng NCVC khác nhau, tổng hợp thông số của LSPMSM như bảng 3.13.

Bảng 3.13 Thông số LSPMSM 2,2 kW với bề rộng NCVC khác nhau

Tham số Giá trị

Đơn vị Hz

50 3,6 Tần số nguồn cấp Điện trở stato Ký hiệu F r1 

Điện trở lồng sóc rôto quy đổi r’2 

Điện cảm tản stato mH Lls

mH L’lr

mH Lmq Điện cảm tản lồng sóc rôto quy đổi Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục

Sức điện động cảm ứng NCVC V E0

Tra bảng 3.3 Lmd = f(ids) Tra bảng 3.11 Lmq = f(iqs) với bề rộng NCVC tương ứng 96 (wm = 29 mm); 106 (wm = 32 mm); 109 (wm = 34 mm).

wm = 29 mm wm = 32 mm wm = 34 mm

Mô phỏng LSPMSM từ mô hình toán với các thông số tính toán ở bảng 3.13. Đặc tính tốc độ khởi động của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với các bề rộng NCVC khác nhau xét cùng tải hằng Mtải = 14 N.m được thể hiện ở hình 3.61.

Hình 3.61 Đặc tính tốc độ khởi động LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với bề rộng NCVC khác nhau

Tương tự, dựa trên kết quả mô phỏng, có thể xác định mômen tải cực đại (Mtải_max) mà

LSPMSM khởi động được với các bề rộng NCVC khác nhau.

Bảng 3.14 Mômen tải cực đại LSPMSM 2,2 kW khởi động được với bề rộng NCVC khác nhau

29 5 21,3 32 5 20,4 34 5 20,2 wm (mm) lm (mm) Mtải_max (N.m)

Luận án khảo sát một số bề rộng NCVC khác nhau của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW. Từ đặc tính tốc độ khởi động mô phỏng ở hình 3.61 cho thấy LSPMSM với bề rộng NCVC lớn sẽ có đặc tính khởi động xấu. Với các kích thước bề rộng NCVC xét, LSPMSM đều có thể khởi động được với tải định mức, trong đó với wm = 29 mm sẽ cho đặc tính khởi động tốt nhất. Tương tự như kích thước về độ dày, NCVC có bề rộng nhỏ cho đặc tính khởi động tốt, tuy nhiên hiệu suất và hệ số công suất ở chế độ vận hành xác lập lại có thể sẽ không đảm bảo, điều này sẽ được xét đến ở phần sau.

3.3.2.4 Hiệu suất và hệ số công suất của LSPMSM ở chế độ vận hành xác lập với độ dày NCVC khác nhau

Để đánh giá LSPMSM 2,2 kW ở chế độ vận hành xác lập với một số bề rộng NCVC khác nhau, phần mềm ANSYS/RMxprt được sử dụng để xác định hiệu suất và hệ số công suất ở chế độ tải định mức, kết quả như bảng 3.15.

Bảng 3.15 Hiệu suất và hệ số công suất LSPMSM với bề rộng NCVC khác nhau

29 5 83,01 0,258 32 5 93,23 0,933 34 5 93,8 0,976 wm (mm) lm (mm)  cos

Như vậy, bề rộng NCVC lớn thì hiệu suất và hệ số công suất của LSPMSM 2,2 kW ở chế độ vận hành xác lập tốt hơn. Trong khoảng độ rộng wm từ 29 ÷ 32 mm, hiệu suất và hệ số công suất biến đổi mạnh. Với kích thước NCVC wm = 29 mm, lm = 5 mm chỉ số hiệu suất, hệ số công suất của LSPMSM giảm rất sâu, trong đó chỉ số hệ số công suất thậm chí còn nhỏ hơn cả chỉ số công suất của động cơ SCIM 2,2 kW tương ứng (cos = 0,83). Như vậy rõ ràng là mặc dù với kích thước NCVC này đặc tính khởi động của động cơ tốt nhưng LSPMSM sẽ không đảm bảo về mặt làm việc ở chế độ xác lập.

3.3.3 Lựa chọn kích thước NCVC cho LSPMSM 2,2 kW

Để lựa chọn kích thước NCVC phù hợp trong thiết kế, chế tạo có thể đưa ra một số giả

thiết như sau:

- LPSMSM có thể khởi động với tải định mức Mtải = Mđm = 14 N.m. - Ở chế độ vận hành xác lập, chỉ số hiệu suất LSPMSM đáp ứng tiêu chuẩn IE4 (hiệu

suất > 89,5 % đối với LSPMSM 2,2 kW).

- Tối thiểu lượng NCVC sử dụng để giảm chi phí chế tạo, hạ giá thành sản phẩm.

Bảng 3.16 Tiêu chuẩn hiệu suất của động cơ KĐB 2,2 kW, bốn cực theo IEC

IE1 IE2 IE3 IE4 Công suất

2.2 kW 79,7 % 84,3% 86,7 % 89,5 %

Căn cứ kết quả tính toán tại bảng 3.9, 3.10, 3.14, 3.15, 3.16 và các giả thiết sơ lược đặt ra, người thiết kế có thể lựa chọn kích thước NCVC như sau: wm = 32 mm, lm = 5 mm. Như vậy, với thiết kế này sẽ sử dụng ít nhất vật liệu NCVC, trong đó các thông số LSPMSM: Mtải_max = 20,4 N.m;  = 93,23%; cos = 0,983 là đảm bảo về các chỉ số làm việc của động cơ. Tóm lại, với lựa chọn trên LSPMSM vừa có đặc tính khởi động tốt (đảm bảo khởi động với tải định mức) vừa có hiệu suất làm việc cao (đáp ứng được tiêu chuẩn IE4) và có hệ số công suất lớn (1).

Thông số vận hành của LSPMSM 2,2 kW với kích thước được lựa chọn so sánh với

thông số SCIM 2,2 kW 3K112-S4, chi tiết tại bảng 3.17.

Bảng 3.17 Thông số LSPSM 2,2 kW với kích thước NCVC được lựa chọn và SCIM 3K112-S4 ở chế độ vận hành xác lập

Động cơ Mtải = Mđm (14 N.m) Hiệu suất

LSPMSM SCIM 3K112-S4 Khởi động được Khởi động được 93,23% 80% Hệ số công suất (cos) 0,983 0,83

Từ bảng 3.17 cho thấy với kích thước NCVC lựa chọn, ở chế độ vận hành xác lập

LSPMSM có chỉ số hiệu suất và hệ số công suất tăng đáng kể so với SCIM.

3.4 Kết luận chương 3

Trong chương này, luận án nghiên cứu đặc tính khởi đông và các yếu tố ảnh hưởng

đến quá trình khởi động của LSPMSM là bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài.

- Đối với bão hòa mạch từ:

+ Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd, trong quá trình khởi động Lmd được xét là đại

lượng phi tuyến và là hàm của dòng điện dọc trục ids, Lmd = f(ids).

+ Điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq, trong quá trình khởi động Lmq được xét là

đại lượng phi tuyến và là hàm của dòng điện ngang trục iqs, Lmq = f(iqs).

+ Điện cảm tản stato Lls, trong quá trình khởi động Lls được xét là đại lượng phi tuyến

và là hàm giảm tỷ lệ bậc nhất theo biến dòng stato is, Lls = f(is).

+ Điện cảm tản rôto quy đổi L’lr, trong quá trình khởi động L’lr được xét đại lượng phi

tuyến và là hàm bậc nhất hai biến của dòng pha stato is và độ trượt s, L’lr = f(is, s).

- Đối với hiệu ứng mặt ngoài:

+ Điện cảm tản rôto quy đổi L’lr, trong quá trình khởi động L’lr được xét là đại lượng

phi tuyến và là hàm bậc nhất hai biến của dòng pha stato is và độ trượt s, L’lr = f(is, s).

+ Điện trở rôto quy đổi r’2, r’2 trong quá trình khởi động r’2 được xét là đại lượng phi

tuyến và là hàm bậc nhất của độ trượt s, r’2 = f(s).

Luận án tổng hợp xây dựng mô hình toán LSPMSM có xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài, trong đó các thông số động cơ được xét là các đại lượng phi tuyến trong quá trình khởi động và là hàm của các biến trạng thái. Trong chương này, luận án sử dụng phương pháp PTHH (ANSYS/Maxwell 2D) để mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM làm cơ sở để so sánh đánh giá kết quả mô phỏng từ mô hình toán đề xuất. Các kết quả mô phỏng từ mô hình toán và từ phương pháp PTHH cho thấy với mô hình toán LSPMSM đề xuất là chấp nhận được.

Luận án cũng áp dụng mô hình toán đề xuất để mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW với một vài cấu hình rôto khác nhau, từ kết quả mô phỏng có thể kết luận:

- Độ dày NCVC nhỏ, đặc tính khởi động của LSPMSM sẽ tốt hơn;

- Bề rộng NCVC nhỏ, đặc tính khởi động của LSPMSM sẽ tốt hơn.

Tuy nhiên nếu độ dày và bề rộng NCVC nhỏ thì hiệu suất và hệ số công suất ở chế độ vận hành xác lập lại có thể sẽ không đảm bảo. Từ các kết quả tính toán đối với một số kích cỡ độ dày, bề rộng NCVC khác nhau, luận án chỉ ra có thể lựa chọn kích thước NCVC với cấu hình wm = 32 mm, lm = 5 mm sẽ đảm bảo khả năng khởi động với các chỉ số hiệu suất đáp ứng tiêu chuẩn IE4 và hệ số công suất gần bằng 1.

Với LSPMSM có cấu hình khác như: răng, rãnh rôto, răng, rãnh stato, vật liệu NCVC,… người thiết kế hoàn toàn có thể áp dụng kết quả của luận án để đánh giá đặc tính khởi động của động cơ.

CHƯƠNG 4. THỰC NGHIỆM VÀ ĐÁNH GIÁ KẾT QUẢ

4.1 Giới thiệu chung

Các đặc tính Lmd, Lmq, Lls, Llr, r’2 áp dụng trong mô hình toán của LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW ở mục 3.1 là kết quả thu được từ các phương pháp đề xuất trong luận án. Các đặc tính được so sánh kiểm nghiệm với đặc tính thu được từ phương pháp PTHH (ANSYS/Maxwell 2D). Bên cạnh đó, đặc tính khởi động thu được từ mô hình toán hiệu chỉnh của LSPMSM luận án đề xuất cũng được kiểm nghiệm với đặc tính mô phỏng từ ANSYS/Maxwell 2D, kết quả so sánh là tương đương nhau. Như vậy, về mặt kiểm nghiệm mô phỏng trên máy tính, mô hình toán hiệu chỉnh và các tính toán đặc tính Lmd, Lmq, Lls, Llr, r’2 do luận án đề xuất là chấp nhận được.

Để kiểm nghiệm về mặt thực tế, luận án đã tiến hành chế tạo và thử nghiệm một LSPMSM 2,2 kW 3 pha. Sự tương đồng giữa kết quả thu được dựa trên mô hình LSPMSM hiệu chỉnh luận án đề xuất ở mục 3.2 và kết quả đo lường LSPMSM thử nghiệm 2,2 kW sẽ khẳng định sự phù hợp của mô hình hiệu chỉnh đề xuất và các phương pháp tính toán đặc tính tham số LSPMSM.

4.2 Ứng dụng LabVIEW và Card NI USB-6009 đo đặc tính dòng điện và tốc độ khởi động LSPMSM

Để đo lường đặc tính khởi động của LSPMSM thí nghiệm, luận án ứng dụng phần mềm đo lường NI/LabVIEW kết hợp với phần cứng Card NI DAQ 6009 của hãng đi kèm.

4.2.1 Giới thiệu phần mềm LabVIEW

Theo [59], NI/LabVIEW là phần mềm đo lường, điều khiển của National Instrument (NI), là một môi trường phát triển đồ họa thiết kế chuyên biệt cho các kỹ sư và nhà khoa học. So với các ngôn ngữ lập trình text truyền thống khác (C, C++, Visual Basic,…) thì LabVIEW dễ dàng hơn để lập trình, ứng dụng và khắc phục lỗi. Trong LabVIEW, người sử dụng có thể phát triển các ứng dụng điều khiển các thiết bị bằng việc kéo và thả các biểu tượng đồ họa thay vì phải lập trình các dòng lệnh bằng chữ. Mã lệnh ứng dụng được diễn tả rất trực quan theo một cách thức mà người lập trình dễ hiểu, đơn giản cho từng khâu bảo trì và phát triển trong tương lai. Người sử dụng sẽ không gặp khó khăn khi làm việc với LabVIEW, không cần thiết phải có hiểu biết về cấu trúc, từ khóa của các hàm và các thủ tục như các ngôn ngữ lập trình text thông thường. Mỗi một hàm LabVIEW đều được hình tượng hóa thành các biểu tượng và được sắp xếp chung vào các menu có chức năng tương đồng rất thuận tiện cho việc tìm kiếm. Đặc biệt, việc lập trình sẽ trở nên dễ dàng và tốn ít thời gian hơn khi người sử dụng đã thông thạo việc sử dụng các phím tắt và tổ hợp phím tắt mà LabVIEW cung cấp. Thực tế, có những ứng dụng mà khi viết trong môi trường lập trình truyền thống, người lập trình phải mất hàng tuần và các dòng lệnh kéo dài từ trang này sang trang khác thì với LabVIEW sẽ chỉ mất khoảng vài giờ và mã lệnh của nó chỉ duy nhất diễn ra trọn vẹn trên một trang.

Đối với việc ghép nối với các thiết bị phần cứng ngoại vi, LabVIEW rất phù hợp cho các bài toán đo lường, điều khiển với các hàm chức năng phục vụ cho công tác thu thập, xử lý và phân tích số liệu, đồng thời hiển thị kết quả đo, theo dõi giám sát và lưu trữ dữ liệu dưới dạng bảng tính. LabVIEW cũng có sự liên kết với các phần mềm ứng dụng chạy nền Windows phổ biến như Microsoft Excel, Microsoft Word... LabVIEW giúp kết nối các thiết bị ngoại vi và máy tính một cách tối đa, theo hầu hết các chuẩn giao tiếp hiện nay của máy tính như : RS232, RS485, TCP/IP, các khe cắm mở rộng PCI/PXI và quan trọng nhất là có hỗ trợ bus đa năng USB. Với thiết kế trực quan, đơn giản, LabVIEW cho phép người sử dụng dễ dàng phối hợp các thiết bị ngoại vi với máy vi tính.

Đối với phần cứng của chính hãng, NI có các công cụ phần mềm hỗ trợ thuận tiện, bao gồm: Thư viện I/O phần cứng, gồm NI-VISA, NI-DAQmx… Với các công cụ phần mềm hỗ trợ, LabVIEW cho phép hỗ trợ kết nối cho khoảng hơn 4.000 thiết bị và hàng ngàn loại cảm biến, cơ cấu truyền động, camera... qua các cổng giao tiếp và các kiểu bus liên lạc. Có nhiều chức năng phân tích, đánh giá, đo lường và hiển thị được tích hợp sẵn trong LabVIEW nhằm đảm bảo người dùng tối ưu và đơn giản hóa khi kết nối các I/O với nhau, từ đó tạo ra các hệ thống đo lường, kiểm nghiệm tự động. LabVIEW thường được ứng dụng trong nhiều lĩnh vực như: đo lường, tự động, cơ điện tử, toán học, sinh học và vật liệu.

Hình 4.1 Một ứng dụng của LabVIEW trong điều khiển quá trình (nguồn: [59])

Với các tính năng trong đo lường điều khiển, đặc biệt là đối với việc đo lường các thông số động cơ, luận án lựa chọn LabVIEW là phần mềm đo lường đặc tính khởi động của LSPMSM.

4.2.2 Card đo lường NI USB-6009

Theo [59], NI USB-6009 là một thiết bị thu thập và cung cấp dữ liệu đa chức năng của hãng National Instrument (NI), làm việc tin cậy và giá rẻ, hỗ trợ kết nối USB để cấu hình và trao đổi dữ liệu với máy tính. Thiết bị dễ dàng thực hiện các thao tác đo lường nhanh, nhưng cũng hoàn toàn đủ linh hoạt để đáp ứng các phép đo lường phức tạp. Module NI USB-6009 đáp ứng được mục đích đo các đặc tính khởi động LSPMSM với những tính năng và ưu điểm sau đây:

- Truy xuất dữ liệu, phân tích, hiển thị, thu thập dữ liệu bằng ngôn ngữ LabVIEW, một loại ngôn ngữ lập trình trực quan, sinh động.

- Chạy ổn định trên các hệ điều hành như Windows, Linux, Mac.

Hình 4.2 Thiết bị OEM NI USB-6009 (nguồn: [59])

- NI USB-6009 sử dụng phần mềm hỗ trợ NI-DAQmx Base, một chương trình chạy trên nhiều hệ điều hành với một giao diện lập trình NI-DAQmx. Người sử dụng có thể dùng NI-DAQmx để triển khai tùy ý các ứng dụng thu thập dữ liệu với môi trường LabVIEW hoặc ngôn ngữ lập trình C. NI-DAQmx Base bao gồm một bộ thu nhập dữ liệu sẵn sàng hoạt động để thu thập và nhập tín hiệu lên đến 8 kênh dữ liệu tương tự. Card NI USB-6009 có đặc tính thời gian lấy mẫu AI 48kS/s và 13 bit.

- Tại Việt Nam, Card NI-USB 6009 OEM sẵn có và giá thành rẻ.

- Với tính năng kết nối USB để trao đổi dữ liệu với tốc độ cao, với cấu hình AI, DI, Counter khi phối hợp với các cảm biến khác đã đủ để thực hiện các bài toán đo lường các đặc tính khởi động (tốc độ, dòng điện) của LSPMSM.

- LabVIEW và các Module phần mềm đi kèm hỗ trợ rất mạnh mẽ, việc cấu hình card, trao đổi dữ liệu, hiển thị và lưu dữ liệu đo lường được thực hiện trên phần mềm LabVIEW.

- Các tín hiệu xử lý sau khi đo sẽ được hiển thị và lưu trữ dưới dạng bảng biểu, đồ thị

tương ứng.

4.3 Mô hình thí nghiệm LSPMSM

Đặc tính của LSPMSM thử nghiệm sẽ được đo lường bằng cách ghép nối động cơ với máy tính thông qua Card NI USB-6009 và các cảm biến đi kèm. Đặc tính tốc độ được đo lường thông qua Encoder, đặc tính dòng được đo lường thông qua biến dòng điện.

Sơ đồ mô hình LSPMSM và sơ đồ mô hình đo lường LSPMSM như hình 4.3 và hình 4.4.

Hình 4.3 Sơ đồ mô hình đo lường LSPMSM

Trong luận án sẽ đo hai tham số cơ bản của đặc tính khởi động là dòng điện và tốc độ.

Phương pháp và kết quả thực hiện được tiến hành theo các bước sau đây.

4.3.1 Đo dòng điện

4.3.1.1 Biến dòng

Đặc tính dòng điện khởi động sẽ được đo lường thông qua biến dòng. Biến dòng sẽ thực hiện nhiệm vụ biến đổi dòng xoay chiều thực tế qua động cơ thành tín hiệu phù hợp với điện áp định mức đầu vào analog AI của USB-6009 (0-10V). Biến dòng được lựa chọn là biến dòng đo lường hạ thế chủng loại: CT0.6 - 150/5A - 5VA -Cl 0,5 - N1 của EMIC, cấp chính xác đo lường 0,5.

Hình 4.4 Biến dòng EMIC: CT0.6 - 150/5A - 5VA -Cl 0,5 - N1

4.3.1.2 Thiết kế giao diện LabVIEW và Ni USB-6009 đo dòng pha LSPMSM

Hình 4.5 Giao diện LabVIEW đo lường dòng pha LSPMSM

Hình 4.6 Khối tính toán LabVIEW đo dòng pha LSPMSM

4.3.2 Đo tốc độ LSPMSM

4.3.2.1 Encoder

Để đo tốc độ động cơ, hiện nay có rất nhiều cảm biến tốc độ như máy phát tốc một chiều, máy phát tốc xoay chiều, cảm biến quang… tuy nhiên phổ biến nhất là dùng Encoder. Encoder bao gồm hai loại chính là: loại tương đối (incremental) và tuyệt đối (absolute). Với ứng dụng đo tốc độ động cơ, người ta thường sử dụng Encoder tương đối. Bộ Encoder tương đối cấu tạo gồm một bánh xe như ở hình 4.7. Trên đó ta xẻ một rãnh ở vòng trong được gọi là rãnh định vị, ở vòng ngoài ta xẻ các rãnh đều nhau trên chu vi của bánh (Số rãnh nhiều hay ít tuỳ thuộc vào yêu cầu về “độ mịn” trong quá trình điều khiển), giả thiết là có N rãnh. Như vậy nếu đặt các bóng thu - phát đối xứng nhau ở hai bên của các rãnh và sử dụng bộ đếm xung thì cứ mỗi lần quay qua một rãnh, thì bộ đếm lại được tăng lên một đơn vị, như vậy từ bộ đếm xung và thời gian đo, người sử dụng hoàn toàn có thể tính toán được tốc độ quay trục của Encoder.

a) Bánh xe encoder; b) Encoder 3.600 xung/vòng

a) b) Hình 4.7 Encoder tương đối

Tính vận tốc của động cơ bằng Encoder: với Encoder có độ phân giải N xung/vòng; thời gian lấy mẫu (đếm xung) là Dtms (ms); trong khoảng Dtms, số xung bộ đếm là DN xung thì tốc độ vòng quay tương ứng sẽ là:

(vòng/phút) (4-1)

4.3.2.2 Thiết kế giao diện LabVIEW và Ni USB-6009 đo tốc độ LSPMSM

Để đo lường đặc tính tốc độ LSPMSM, giao diện hiển thị và khối đo lường được thiết

kế và cấu hình như hình 4.8 và hình 4.9.

Hình 4.8 Thiết kế giao diện LabVIEW đo lường đặc tính tốc độ và dòng điện LSPMSM

Hình 4.9 Khối tính toán LabVIEW đo lường đặc tính tốc độ và dòng điện LSPMSM

4.4 LSPMSM 2,2 kW thực nghiệm

4.4.1 Cấu hình rôto LSPMSM

Hình 4.10 Cấu hình rôto LSPMSM thực nghiệm khi chưa có và có NCVC

4.4.2 Gia công NCVC

Trong quá trình lắp ráp LSPMSM thực nghiệm, việc cắt và nạp từ NCVC được coi là một trong những yếu tố quyết định đến chất lượng của động cơ. Vì vậy lựa chọn chủng loại NCVC, phương pháp gia công cắt và cách lắp đặt NCVC phải được tiến hành cẩn thận. Trong luận án lựa chọn NCVC chủng loại NdFeB-N35. Phương pháp cắt phôi NCVC được thực hiện bằng cắt dây do một số ưu điểm:

- Có độ chính xác cao;

- Không phát nhiệt khi cắt;

- Không làm ảnh hưởng đến đặc tính vật lý của NCVC;

- Độ dày khi cắt nhỏ (0,1 mm).

a) Phôi NCVC; b) NCVC sau khi cắt

a) b) Hình 4.11 Nam châm vĩnh cửu NdFeB sử dụng trong LSPMSM thử nghiệm

4.4.3 Hoàn thiện rôto

Rôto sau khi được cắt dây tạo rãnh và lắp đặt NCVC được thể hiện như Hình 4.10. Về bản chất NCVC đã được gắn sâu trong lõi rôto, nhưng để đảm bảo an toàn trong quá trình vận hành và thử nghiệm, tránh sự dịch chuyển của NCVC theo hướng dọc trục thường sử dụng các biện pháp:

- Đổ keo chịu nhiệt trong khe hở NCVC [81]; - Đổ keo Epoxy hai đầu.

Trong luận án, rôto được đổ Epoxy hai đầu.

4.4.4 Lắp ráp LSPMSM

Hình 4.12 Quá trình lắp đặt LSPMSM thực nghiệm

4.4.5 Bàn thử nghiệm LSPMSM

Hình 4.13 Phối ghép LSPMSM thực nghiệm

Hình 4.14 Thử nghiệm LSPMSM với tải máy phát

4.5 Kết quả mô phỏng và đo lường đặc tính tốc độ và dòng điện khởi động LSPMSM ở chế độ không tải

4.5.1 Đặc tính dòng điện khởi động

1) Kết quả mô phỏng từ mô hình toán với MATLAB

Hình 4.15 Đặc tính dòng khởi động LSPMSM 2,2 kW với MATLAB khi không tải

2) Kết quả thực nghiệm

Hình 4.16 Đặc tính dòng khởi động đo được với LSPMSM 2,2 kW khi không tải

3) Tổng hợp kết quả mô phỏng và thực nghiệm

Hình 4.17 Đặc tính dòng khởi động mô phỏng và thực nghiệm LSPMSM 2,2 kW

4.5.2 Đặc tính tốc độ khởi động

1) Mô phỏng mô hình bằng MATLAB

Hình 4.18 Đặc tính tốc độ khởi động của LSPMSM 2,2 kW với MATLAB khi không tải

2) Kết quả thực nghiệm

Hình 4.19 Đặc tính tốc độ khởi động đo thực tế của LSPMSM 2,2 kW khi không tải

3) Tổng hợp kết quả mô phỏng và thực nghiệm

Hình 4.20 Đặc tính dòng khởi động mô phỏng và thực nghiệm LSPMSM 2,2 kW

100

4.6 Kết luận chương 4

Đặc tính tốc độ, dòng điện khởi động của LSPMSM 2,2 kW thực nghiệm được so sánh với các đặc tính thu được khi mô phỏng mô hình toán ở chế độ không tải (các hình 4.15 ÷ 4.20). Kết quả cho thấy sự tương đồng giữa các đặc tính khởi động. Sự sai khác giữa các đặc tính ở đây có thể do một số nguyên nhân như phương pháp đo, thiết bị đo, công nghệ chế tạo lõi thép, NCVC, quá trình cân chỉnh trong lắp đặt chưa hoàn hảo như trong thiết kế lý tưởng. Tuy nhiên, các sai số này không ảnh hưởng đáng kể đến đặc tính vận hành của động cơ. Tổng hợp lại, với các kết quả thực nghiệm có thể rút ra kết luận, mô hình toán luận án đề xuất với các tính toán đi kèm là phù hợp với thực tế vận hành động cơ.

101

KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

Trong xu hướng sử dụng năng lượng tiết kiệm và hiệu quả của thế giới nói chung và của Việt Nam nói riêng, một trong những giải pháp tiết kiệm năng lượng là nghiên cứu thay thế động cơ KĐB bằng một loại động cơ khác có hiệu suất cao hơn. LSPMSM ngoài ưu điểm của dòng động cơ đồng bộ NCVC là hiệu suất cao, kết cấu nhỏ gọn, khả năng khởi động nhanh, tốc độ cao, thuận tiện trong vận hành và bảo dưỡng,… còn có khả năng khởi động trực tiếp. Vì vậy, LSPMSM sẽ là một trong những giải pháp thay thế cho động cơ KĐB trong một số lĩnh vực trong thời gian tới. Mặc dù LSPMSM có nhiều ưu điểm, nhưng LSPMSM có nhược điểm là quá trình khởi động phức tạp. Chất lượng khởi động không cao, phụ thuộc nhiều các yếu tố như bão hòa mạch từ, hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài,… giải quyết được vấn đề này là bước quyết định để phổ biến LSPMSM.

Sau khi nghiên cứu đặc tính khởi động và một số yếu tố ảnh hưởng đến quá trình khởi

động của LSPMSM, luận án đã có một số đóng góp mới:

- Đề xuất mô hình toán và mô phỏng đặc tính khởi động của LSPMSM có xét đến ảnh

hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài.

- Nghiên cứu ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài ảnh hưởng đến quá trình khởi động của

LSPMSM.

- Thiết kế và chế tạo động cơ LSPMSM mẫu 3 pha, 2,2 kW, tốc độ 1.500 vg/phút và

thực nghiệm đặc tính khởi động, hiệu suất và hệ số công suất.

Với kết quả mô hình toán và mô phỏng mô hình sẽ giúp cho các nhà thiết kế, chế tạo,

đánh giá và điều chỉnh các thông số để LSPMSM có được đặc tính khởi động phù hợp.

Đề xuất các hướng nghiên cứu tiếp theo:

1. Nghiên cứu ứng dụng một số vật liệu tiên tiến trong thiết kế động cơ (vật liệu

NCVC, vật liệu thép kỹ thuật điện hiệu suất cao, …) để nâng cao hiệu suất cho LSPMSM.

2. Nghiên cứu một số dạng cấu hình đặc biệt khác của LSPMSM.

3. Nghiên cứu một số phương pháp trong điều khiển để cải thiện đặc tính khởi động

của LSPMSM.

4. Nghiên cứu kết cấu răng, rãnh rôto để tối ưu hiệu suất trong thiết kế, chế tạo

LSPMSM.

102

TÀI LIỆU THAM KHẢO

Tiếng Việt

[1] Bùi Đình Tiếu (2007) Giáo trình truyền động điện. Nhà xuất bản Giáo dục.

[2] Bùi Đức Hùng (1998) Luận án nghiên cứu quá trình động khởi động động cơ không

đồng bộ rôto lồng sóc. Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[3] Bùi Đức Hùng và cộng sự (2012 - 2013) Nghiên cứu thiết kế, chế tạo động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu dải công suất đến 1 kW. Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[4] Đặng Văn Đào, Lê Văn Doanh (2001) Các phương pháp hiện đại trong nghiên cứu

tính toán thiết kế kỹ thuật điện. Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.

[5] Nguyễn Hồng Thanh, Nguyễn Phúc Hải (2001) Máy điện trong thiết bị tự động. Nhà

xuất bản Giáo dục.

[6] Nguyễn Phùng Quang (2006) MATLAB & Simulink dành cho kỹ sư điều khiển tự

động. Nhà xuất bản khoa học và kỹ thuật.

[7] Nguyễn Văn Quang (1998) Xây dựng mô hình toán học của máy phát đồng bộ cực lồi có xét đến bão hòa mạch từ. Luận án tiến sỹ Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[8] Nguyễn Vũ Thanh (2015) Nghiên cứu thiết kế tối ưu động cơ đồng bộ 3 pha nam

châm vĩnh cửu. Luận án tiến sỹ Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.

[9] Phạm Văn Bình (2011) Máy điện tổng quát. Nhà xuất bản Giáo dục Việt Nam.

[10] Tạ Văn Đĩnh (2002) Phương pháp sai phân và phương pháp phần tử hữu hạn.

Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật.

[11] Trần Khánh Hà, Nguyễn Hồng Thanh (2001) Thiết kế máy điện. Nhà xuất bản Khoa

học và Kỹ thuật.

[12] www.vuonggiaphat.vn/176/quat-ly-tam-cong-nghiep/quat-ly-tam-trung-ap-vlt-4b-

1400-rpm

Tiếng Anh

[13] A. D. Aliabad, M. Mirsalim (2012) Analytic Modelling and Dynamic Analysis of IET Electric Power

Pole-Changing Line-Start Permanent-Magnet Motors. Applications, Vol. 6, Iss. 3, pp. 149-155.

[14] A. D. Aliabad, M. Mirsalim, N. F. Ershad (2010) Line-Start Permanent-Magnet Motors: Significant Improvements in Starting Torque, Synchronization, and Steady- State Performance. IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 46, No. 12.

[15] A.H. Isfahani, S. Sadeghi (2008) Design of a Permanent Magnet Synchronous Machine for the Hybrid Electric Vehicle. World Academy of Science, Engineering and Technology.

[16] A. H. Isfahani, S. V. Zadeh (2009) Line Start Permanent Magnet Synchronous Motors: Challenges and Opportunities. ScienceDirect, Energy, Vol. 34, Iss. 11, November 2009, pp. 1755-1763.

103

[17] A. H. Isfahani, S. V. Zadeh (2011) Effects of Magnetizing Inductance on Start-Up and Synchronization of Line-Start Permanent-Magnet Synchronous Motors. IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 47, No. 4.

[18] A. H. Isfahani, S. V. Zadeh, M. A. Rahman (2011) Evaluation of Synchronization Capability in Line Start Permanent Magnet Synchronous Motors. IEEE International Electric Machines&Drives Conference, pp. 1346-1350.

[19] A. R. Sadoughi, M. Zare and M. Azizi (2015) Comparison Between Line Start PM Synchronous Motor and Induction Motor With Same Nominal Power and Same Pole Pairs When Fed by VF Control Drive. International Journal Electronics Communication and Computer Engineering, Vol. 6, Iss. 2.

[20] A. Takahashi, S. Kikuchi, H. Mikami, K. Ide, A. Binder (2012) d-q Space Vector Analysis for Line-Starting Permanent Magnet Synchronous Motors. IEEE 20th International Conference on Electrical Machines, pp. 136-142.

[21] A. Takahashi, S. Kikuchi, K. Miyata, S. Wakui, H. Mikami, K. Ide, A. Binder (2008) Transient-Torque Analysis for Line-Starting Permanent-Magnet Synchronous Motors. IEEE 18 th International Conference on Electrical Machines, pp. 1-6.

[22] A. Takahashi, S. Kikuchi, K. Miyata, S. Wakui, H. Mikami, K. Ide, A. Binder (2010) Dynamic and Steady-State Performance of Line-Starting Permanent-Magnet Synchronous Motors. IEEE 18th International Conference on Electrical Machines, pp. 1-6.

[23] A. Vagati, G. Franceschini, I. Marongiu, G. P. Troglia (1992) Design Criteria of High Performance Synchronous Reluctance Motors. IEEE Industry Applications Society Annual Meeting.

[24] Abdolamir Nekoubin (2011) Design a Line Start Synchronous Motor and Analysis Effect of the Rotor Structure on the Efficiency. World Academy of Science, Engineering and Technology 57.

[25] Alliance LCC (2014) Magnet Guide and Tutorial.www. Allianceorg.com.

[26] ANSYS Corporation (2015) RMxprt Powerful Software for the Design of Rotating

Electric Machines.

[27] B. Adkins, R. G. Harley (1975) The General Theory of Alternating Current

Machines: Application to Practical Proplems. Halsted Press, John Wiley & Sons.

[28] B. Majidi, J. Milimonfared, K. Malekian (2008) Performance Improvement of Direct Torque Controlled Interior Permanent Magnet Synchronous Motor Drive by Considering Magnetic Saturation. IEEE Power Electronics and Motion Control Conference, pp. 763-768.

[29] C.C. Hwang, S.M. Chang, C.T. Pan, T.Y. Chang (2002) Estimation of Parameters of Interior Permanent Magnet Synchronous Motors. Journal of Magnetism and Magnetic Materials, vol. 239, pp. 600-603.

104

[30] Chee-Mun Ong (1998) Dynamic Simulation of Electric Machinery using

MATLAB/Simulink. Prentice Hall PTR, pp. 1-7.

[31] Cobham Corporation (2015) Opera Software for Electromagnetic Design.

[32] D. Jing (2004) Computational Analysis of A Permanent Magnet Synchronous Machine Using Numerical Techniques. Department of Electrical & Computer Engineering National University of Singapore.

[33] D. Stoia, M. Cernat, A. A. Jimoh, D. V. Nicolae (2009) Analytical Design and Analysis of Line Starting Permanent Magnet Synchronous Motors. IEEE Africon’09, pp. 1-7.

[34] D. Stoia, O. Chirilă, M. Cernat, K. Hameyer, D. Ban (2010) The Behaviour of the LSPMSM in Asynchronous Operation. IEEE 14th International Conference on Electrical Machines, pp. T4-5 - T4-50.

[35] D. Stoia, S.S. Sorea, C. Apetrei, D. M. Ionel, A. Popa, E. Demeter, D. Ştefan (1997) Asynchronous Performance Analysis of Permanent Magnet Synchronous Motors. IEEE International Conference on Electric Machines and Drives, pp. WB2/8.1 - WB2/8.3.

[36] David Marker (2015) Finite Element Method Magnetics Version 4.2 User’s Manual.

[37] E. C. Lovelace (2000) Optimazation of a Magnetically Saturable Interior Permanent-Magnet Synchronous Machine Drive. Massachusetts Institute of Technology.

[38] E. C. Lovelace, T. M. Jahns, J. H. Lang (2002) A Saturating Lumped-Parameter Model for an Interior PM Synchronous Machines. IEEE Transaction on Industry Application, Vol. 38, No. 3, pp. 645-650.

[39] H. Kabbaj, X. Roboam, Y. Lefevre, J. Faucher (1997) Skin Effect Characterization in a Squirel Cage Induction Machine. ISIE '97., Proceedings of the IEEE International Symposium on Industrial Electronics, vol. 2, pp. 532-536.

[40] H. Mirahki, M. Moallem (2014) Torque Calculation in Interior Permanent Magnet Synchronous Machine Using Improved Lumped Parameter Models. Progress in Electromagnetics Research M, Vol. 39, pp. 131-139.

[41] H. Mirahki, M. Moallem, S. A. Rahimi (2013) Design Optimization of IPMSM for 42 V Integrated Starter Alternator Using Lumped Parameter Model and Genetic Algorithms. IEEE Transactions on Magnetics, Vol.50, No.3.

[42] H. Saikura, S. Arikawa, T. Huguchi, Y. Yokoi, T. Abe (2014) Efficiency Improvement of a Self-Start Type Permanent Magnet Synchronous Motor. IEEE 2014 International Power Electronics Conference, pp. 3007-3011.

[43] Hans-Petter Halvorsen (2011) Induction to Simulink. Falcuty of Technology,

Porsgrunn, Norway.

[44]

İlhan Tarimer (2009) Investigation of the Effects of Rotor Pole Geometry and Permanent Magnet to Line Start Permanent Magnet Synchronous Motor’s Efficiency. Electronics and Electrical Engineering, Issn 1392-1235, No.2 (90).

105

[45]

Infolytica Corporation (2015) MagNet Predict Performance & Understand Your Design.

[46] Ion Boldea, Syed A. Nasar (2001) The Induction Machine Handbook. CRC Press

[47] J. J. Lee, Y. K. Kim, S. H. Rhyu, I. S. Young (2013) Magnet Shape Design of 3-Phase Line-Start Permanent Magnet Motor for High Efficiency. IEEE 2013 International Conference on Electrical Machines&Systems, pp. 125-128.

[48] J. Soulard, Hans-Peter Nee (2000) Study of the Synchronization of Line-Start Permanent Magnet Synchronous Motors, IEEE Industry Applications Conference, vol. 1, pp. 424-431.

[49] Jacek F.Gieras, Mitchell Wing (2002), Permanent Magnet Motor Technology -

Design and Applications. Marcel Dekker, Inc, New York.

[50] K. J. Binns, W. R. Barnard (1971) Novel design of self starting synchronous motor. IEEE Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, Vol. 118, Iss. 2, pp. 369-372.

[51] K. J. Binns, W. R. Barnard, M. A. Jabbar (1978) Hybrid permanent magnet synchronous motors. IEEE Proceedings of the Institution of Electrical Engineers, Vol. 125, Iss. 3, pp. 203-208.

[52] K. L. V. Iyer, X. Lu, K. Mukhejee and N. C. Kar (2012) A Novel Tow-Axis Theory- Based Approach Towards Parameter Determination of Line-Start Permanent Magnet Synchronous Machines. IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 48, No. 11.

[53] K. J. Strnat, Emeritus (1990) Modern Magnets for Applications in Electro-

Technology. IEEE Vol. 78 Number 6.

[54] M. A. Rahman, A. M. Osheiba, T. S. Radwan (1997) Synchronization Process of Line-Start Permanent Magnet Synchronous Motors. Electric Machines and Power System, Taylor & Francis.

[55] M. Benecke, R. Doebbelin, G. Griepentrog, A. Lindemann (2011) Skin Effect in Squirrel Cage Rotor Bars and Its Consideration in Simulation of Non-steady-state Operation of Induction Machines. Progress In Electromagnetics Research Symposium Proceedings, Marrakesh, Moroco.

[56] M. H. Soreshjani, A. Sadoughi (2014) Conceptual Comparison of Line-Start Permanent Magnet Synchronous and Induction Machines for Line-Fed of Different Conditions. Journal of World’s Electrical Engineering and Technology, Issn: 2322- 5114.

[57] M. H. Soreshjani, R. Heidari và A. Ghafari (2014) The Application of Classical Direct Torque and Flux Control (DTFC) for Line-Start Permanent Magnet Synchronous and its Comparison with Permanent Magnet Synchronous Motor. Journal of World’s Electrical Engineering and Technology, Vol. 9, No. 742.

[58] M. Hadef, M.R. Mekideche, A. Djerdir, A. Miraoui (2011) An Inverse Problem Approach for Parameters Estimation of Interior Permanent Magnet Synchronous Motors. Progress In Electromagnetic Research B, vol. 31, pp.15-28.

106

[59] National Instrument (2005-2006) NI USB-6008/6009 OEM User Guide.

[60] R. Cipin, M. Patocka (2013) Skin effect in Rotor Bars of Induction Motor in Form of Transfer Function.IECON 2013 - 39th Annual Conference of the IEEE, pp. 3149- 3153.

[61] R. T. Ugale, Gaurav Singh, Sriniva Baka, and B. N. Chaudhari (2009) Effective Energy Conservation for the Agricultural Sector using Line Start Permanent Magnet Synchronous Motors. IEEE Region 10 Conference TENCON, pp. 1-5.

[62] R. T. Ugale, V. Nagabhushanrao, B. N. Chaudhari, and N. R. Bhasme (2008) Behavior of Line Start Permanent Magnet Synchronous Motor under Short Interruptions. IEEE International Conference on Power System Technology and IEEE Power India Conference, pp. 1-5.

[63] R. T. Ugale, Bhachaldra Nemichand Chaudhari, Ashutosh Pramanisk (2013) Overview of Research Evolution in the Field of Line Start Permanent Magnet Synchronous Motors, IET Electric Power Applications, Vol. 8, Iss. 4, pp. 141-154.

[64] S. F. Rabbi, M. A. Rahman (2014) Equivalent Circuit Modeling of an Interior Permanent Magnet Hysteresis Motor. IEEE 27th Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, pp. 1-5.

[65] S. F. Rabbi, M. A. Rahman (2014) Analytical Modeling of a Hysteresis Interior Permanent Magnet Motor. IEEE 27th Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, pp. 1-5.

[66] S. F. Rabbi, M. A. Rahman (2014) Transient Analysis of a Line Start Hysteresis Interior Permanent Magnet Motor. IEEE Energy Conversion Congress and Exposition, pp. 4866-4873.

[67] S. F. Rabbi, M. A. Rahman (2014) Modeling and Transient Performance Analysis of a Hysteresis IPM Motor. IEEE 8th International Conference on Electrical and Computer Engineering, pp. 607-610.

[68] S. F. Rabbi, M. A. Rahman (2015) Analysis of a Radial Flux Hysteresis IPM Motor. IEEE 27th Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, pp. 7-12.

[69] S. F. Rabbi, M. A. Rahman, M. M. Sarker, S. D. Butt (2015) Modeling and Performance Evaluation of a Hysteresis IPM Motor Drive for Electric Submersible Pumps. 2015 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition, pp. 4105-4112.

[70] S. H. Han, T. M. Jahns, W. L. Song (2007) A Magnetic Circuit Model for an IPM Synchronous Machine Incorporating Moving Airgap and Cros-Coupled Saturation Effects. IEEE International Electric Machines and Drives Conference, Vol.1, pp. 21-26.

[71] T. J. E. Miller (1989) Brushless Permanent-Magnet and Reluctance Motor Drives.

Claredon Press-Oxford.

[72] T. J. E. Miller (1984) Synchronous of Line-Start Permanent-Magnet AC Motors,

IEEE Transaction on Power Appratus ans System, vol. PAS-103, no. 7.

107

[73] T. J. E. Miller, M. Popescu, C. Cossar, M. McGilp, J.A. Walker (2003) Caculating the Interior Permanent-Magnet Motor, IEEE International Electric Machines and Drives Conference, Vol. 2, pp. 1181-1187.

[74] T.J. White, J.C. Hinton (1994) Improved Dynamic Performance of the 3-Phase Induction Motor Using Equivalent Circuit Parameter Correction. International Conference in Control, vol. 2, pp.1210-1214.

[75] Tine Marčič (2011) A Short Review of Energy-Efficient Line-Start Motor Design. TECES, Research and Development Center for Electric Machines, Issn 0033-2097, R.87 NR 3/2011.

[76] Tine Marčič, Bojan Štumberger, Gorazd Štumberger, Miralem Haǆiselimović, Peter Virtić, and Drago Dolinar (2008) Line-Starting Three- and Single-Phase Interior Permanent Magnet Synchronous Motors-Direct Comparision to Induction Motors. IEEE Transactions on Magnetic, Vol. 44, No. 11.

[77] Tine Marčič (2011) Experimental Evaluation of the Impact of Squirrel-Cage Material on the Performance of Induction Motors and Line-Start Interior Permanent Magnet Synchronous Motors. TECES, Research and Development Center for Electric Machines.

[78] V. B. Honsinger (1980) Permanent Magnet Machines: Asychronous Operation,

IEEE Transactions on Power Appratus ans Systems, Vol. PAS-99, No. 4.

[79] V. B. Honsinger (1980) Performance of Polyphase Permanent Magnet Machine.

IEEE Transactions on Power Appratus ans Systems, Vol. PAS-99, No. 4.

[80] V. B. Honsinger (1982) The Fields and Parameters of Interior Type AC Permanent Magnet Machines. IEEE Transactions on Power Appratus ans Systems, Vol. PAS- 101, No. 4.

[81] V. Elistratova (2016) Optimal design of Line-Start Permanent Magnet Synchronous

Motors with high efficiency. HAL.

[82] V. Elistratova, M. Hecquet, P. Brochet, D. Vizireanu, M. Dessoude (2013) Analytical Approach for Optimal Design of a Line-Start Internal Permanent Magnet Synchronous Motor. 15th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE), pp. 1-7.

108

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐÃ CÔNG BỐ CỦA LUẬN ÁN

[1] Bùi Đức Hùng, Nguyễn Anh Nghĩa, Lê Anh Tuấn (2016) Nghiên cứu áp dụng động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp các quạt gió mỏ. Tạp chí Công nghiệp mỏ, số 4-2016, ISSN 0868-7052, trang 47-50.

[2] Le Anh Tuan, Bui Duc Hung, Phung Anh Tuan (2016) Saturable q-axis magnetizing inductance calculation of Line Start-Permanent Magnet Synchronous Motors using Lumped Parameter Model. IEEE International Conference on Sustainable Energy Technologies (ICSET), pp. 364 - 368.

[3] Lê Anh Tuấn, Bùi Đức Hùng, Phùng Anh Tuấn, Bùi Minh Định (2017) Nghiên cứu ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài và giải pháp nâng cao chất lượng khởi động của động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp. Tạp chí Khoa học và Công nghệ-Đại học Đà Nẵng, số 1(110).2017, ISSN 1859-1531, trang 70-74.

[4] Lê Anh Tuấn, Bùi Đức Hùng, Phùng Anh Tuấn (2017) Nghiên cứu ảnh hưởng của bão hòa mạch từ và hiệu ứng mặt ngoài đến đặc tính khởi động của động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp. Tạp chí Khoa học và Công nghệ-Đại học Đà Nẵng, số 9(118).2017, ISSN 1859-1531, trang 63-67.

DANH MỤC CÁC CÔNG TRÌNH ĐANG CHỜ KẾT QUẢ PHẢN BIỆN

[5] Le Anh Tuan, Bui Duc Hung, Phung Anh Tuan (2017) Saturable d-axis magnetizing inductance calculation of Line Start-Permanent Magnet Synchronous Motors using Lumped Parameter Model. Submitted to JEET (Journal of Electrical Engineering &Technology).

[6] Lê Anh Tuấn, Bùi Đức Hùng, Phùng Anh Tuấn (2017) Nghiên cứu lựa chọn kích thước nam châm vĩnh cửu nâng cao đặc tính vận hành động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp 3 pha, 2,2 kW. Đã gửi tạp Tạp chí Khoa học và Kỹ thuật- Học viện Kỹ thuật Quân sự.

109

PHỤ LỤC

PHỤ LỤC A TÍNH TOÁN THAM SỐ ĐỘNG CƠ KHÔNG ĐỒNG BỘ

Động cơ LSPMSM thực nghiệm được cải tạo từ động cơ không đồng 3K112-S4

2,2 kW của công ty Cổ phần chế tạo Điện cơ Hà Nội (HEM), các thông số chính của động cơ:

- Công suất P = 2,2 kW

- Tốc độ n = 1.425 vòng/phút

- Hệ số công suất cos = 0,83

- Hiệu suất = 80%

- Tần số f = 50 Hz

- Dòng điện định mức Iđm = 5A/8,7A, Y/D

- Điện áp định mức Uđm = 380V/220V, Y/D

Hình A.1 Một số hình ảnh của động cơ 3K112-S4 HEM

A.1 TÍNH TOÁN THAM SỐ STATO 1 Cấu tạo stato

Stato của động cơ 3K112-S4 HEM có cấu tạo như hình A.2.

Hình A.2 Stato động cơ 3K112-S4 HEM

110

2 Thông số lõi thép stato

- l1: Chiều dài lõi sắt stato: 70 mm

- D: Đường kính trong lõi sắt stato: 104 mm - Đường kính ngoài dây dẫn: 1,08 mm, tương ứng tiết diện 0,785 mm2

- Số rãnh stato Z1: 36

3 Thông số cuộn dây stato

- Bối dây:

+ Số sợi/bối (số cạnh tác dụng một rãnh) ur1: 52

+ Đường kính mỗi sợi: 1,08 mm

+ Số bối/pha: 6

4 Kích thước rãnh stato

Hình A.3 Cấu tạo rãnh stato động cơ 3K112-S4 HEM

Trong đó:

- hr1 = 17 mm

- h12 = 11,42 mm

- b41 = 3 mm

- d1 = 5 mm

- d2 = 6,5 mm

- h41 = 0,5 mm

5 Tính toán điện trở cuộn dây stato

5.1 Chiều dài phần đấu nối

Theo công thức (3-29) [11]

Trong đó là chiều rộng trung bình của phần tử

111

Trong đó:

D - đường kính trong lõi sắt stato: 104 mm;

hr1: chiều cao rãnh stato: 17 mm;

;

- bước dây và bước rãnh stato. y1,

Mặt khác lại có

Cũng có

Trong đó:

y1 = 7.

Vậy chiều rộng trung bình của phần tử

= 79,91 (mm) = 8 (cm)

Chiều dài phần đấu nối

Tra bảng 3.4 trang 69 [11], phần đấu nối động cơ có băng cách điện

Kđ1 = 1,45; B = 1 (cm)

(cm)

5.2 Chiều dài phần đấu nối của dây quấn stato khi ra khỏi lõi sắt

Chiều dài trung bình của 1/2 vòng dây quấn stato

Theo công thức (3-28) trang 68 [11]

ltb1 = l1 + lđ1

Trong đó:

l1 = 70 mm - chiều dài lõi sắt stato;

lđ1 - chiều dài phần đấu nối cuộn stato.

(cm)

112

5.3 Chiều dài dây quấn một pha stato

w1 là số vòng dây nối tiếp của một pha dây quấn stato

Có

p = 2: số cực

q1: số rãnh phân bố cho mỗi pha trên mỗi bước cực

ur: số cạnh tác dụng của một rãnh

ur = 52

Số vòng dây nối tiếp một pha là:

(m)

5.4 Điện trở tác dụng của dây quấn stato

Trong đó:

là điện trở suất của đồng ở 75 0C;

L1 - chiều dài dây quấn một pha stato = 130 m;

n1 - số sợi ghép song song: 1;

a1 - số nhánh song song: 1.

Đường kính dây quấn kể cả cách điện đo được: 1,1 mm, tra bảng sẽ có đường kính

không kể cách điện 1,00 mm tương ứng tiết diện: 0,785 mm2.

Vậy điện trở tác dụng dây quấn pha stato

6 Tính toán điện kháng tản dây quấn stato

6.1 Hệ số từ tản rãnh stato

Hệ số từ tản rãnh stato: Theo công thức (5-27) trang 125 [11], đối với rãnh kín, hình

quả lê, dây quấn một lớp

+ br1 = d1 = 5 mm: đường kính đáy tròn nhỏ rãnh quả lê stato;

+ .

113

Tra bảng VIII.1 trang 629 [11], động cơ cấp F, chiều cao tâm trục h: 112 mm, dây

quấn một lớp

c = 0,25 mm: chiều dày cách điện rãnh (vị trí 1) c’ = 0,35 mm: chiều dày cách điện trên nêm (vị trí 2)

+ h41 = 0,5 mm +

+ b41 = 3 mm + được xác định theo (5-24), (5-25) trang 125 [11]

Có

Thế vào phương trình trên được giá trị

6.2 Hệ số từ tản tạp stato

Theo (5-39) trang 131 [11]

+ t1 là bước rãnh stato

+ q1 = 3: số rãnh/pha/cực

+ kdq1 hệ số dây quấn stato

Theo (4-75) trang 113 [11]

kdq1 = ky1.kr1

Theo (4-76) trang 113 [11]

Hệ số bước ngắn

114

Hệ số quấn rải

kdq1 = ky1.kr1 = 0,94.0,96 = 0,902

+ = 0,0111: tra bảng 5-2a trang 134 [11], bước rút ngắn của dây quấn theo bước

= 1,11 rãnh bằng 9 – 7 = 2, q1 = 3,100.

+ : tra theo bảng 5-3 trang 137 [11]

q1 = 3, tỉ số

Tại bảng 5.3 [11]

= 0,92 q1 = 3, tỉ số

= 0,87 q1 = 3, tỉ số

+ k41 theo công thức 5-41 trang 130 [11]

Trong đó:

b41 = 3 mm;

t1 = 9,07 mm;

 = 0,5 mm: khe hở không khí.

+ hệ số khe hở không khí

Hệ số khe hở không khí stato

t1 = 9,07 (mm ) - bước rãnh stato

115

Theo (6-11), trang 143 [11]

+ b41 = 3 (mm)

+  = 0,5 (mm): khe hở không khí

Hệ số khe hở không khí rôto

+ t2 = 11,55 (mm) bước rãnh rôto

b42 = 1 mm

Vậy hệ số khe hở không khí rôto

Hệ số khe hở không khí

Vậy hệ số từ tản tạp stato

116

6.3 Hệ số từ tản phần đấu nối stato

Theo công thức (5-44) trang 131 [11], với kiểu dây quấn một lớp, đồng tâm hai mặt

phẳng, hệ số từ dẫn tản ở phần đấu nối dây quấn stato

Trong đó:

q1 = 3;

l1 = 70 mm, chiều dài lõi thép stato;

lđ1 = 136 mm, đã xác định tại 1.1;

2,32

6.4 Tổng hệ số từ dẫn tản của stato

6.5 Điện kháng tản dây quấn stato

Theo công thức (5-20) trang 124 [11], điện kháng của dây quấn stato

+ w1 = 312 vòng/pha

x1 = 4,1 (Ω)

Điện cảm tản dây quấn stato:

A.2 TÍNH TOÁN THAM SỐ RÔTO

1. Cấu tạo rôto

Rôto của động cơ KĐB 3K112-S4 HEM có cấu tạo như hình A.5, trong đó rôto được làm nghiêng một bước rãnh stato. Đối với LSPMSM thử nghiệm, rôto có cấu tạo rãnh thẳng, vì vậy tại phần này động cơ sẽ được tính toán theo rôto rãnh thẳng.

117

Hình A.4 Cấu tạo rôto động cơ 3K112-S4 HEM

2. Thông số lõi thép rôto

- l2: chiều dài lõi sắt rôto: 70 mm

- D’: đường kính ngoài lõi sắt rôto: 103 mm

- Số rãnh rôto Z2: 28

3. Kích thước rãnh rôto

Hình A.5 Cấu tạo rãnh rôto động cơ 3K112-S4 HEM

Trong đó:

- hr2 = 19 mm

- h12 = 15 mm

- b42 =1 mm

- d1 = 5,5 mm

- d2 = 2,5 mm

4. Điện trở tác dụng của rôto

4.1 Điện trở thanh dẫn rôto

Theo công thức (5-12) trang 120 [11], điện trở thanh dẫn rôto được tính như sau:

118

Trong đó:

điện trở suất của nhôm;

l2 = 7 (cm) là chiều dài lõi sắt rôto;

Sr2: diện tích rãnh rôto.

Trong đó:

d1 = 5,5 mm;

d2 = 2,5 mm;

h12 = 15 mm.

Điện trở thanh dẫn rôto

4.2 Điện trở vành ngắn mạch rôto

Theo công thức (5-13) trang 120 [11], điện trở vành ngắn mạch rôto được xác định:

+ Dv đường kính trung bình của vành ngắn mạch

DV = D – (a + 2)

D = 103 mm, đường kính ngoài rôto

a = 19 (mm): chiều dầy của vành ngắn mạch

Dv = 103 – (19 + 1 * 2) = 82 (mm)

+ Z2 = 28 số rãnh rôto

+ Sv diện tích vành ngắn mạch

Sv = a × b

b = 10 (mm): chiều cao vành ngắn mạch

Sv = 19 × 10 = 190 (mm2)

119

4.3 Điện trở rôto

Theo công thức (5-14) trang 121 [11]

Trong đó:

4.4 Hệ số quy đổi rôto về stato

Theo công thức (5-16) trang 121 [11], hệ số quy đổi các tham số của rôto về phía dây

quấn stato

Trong đó:

m1 = 3 là số pha stato;

w1 = 312 là số vòng dây/pha;

kdq1 = 0,902 là hệ số dây quấn stato, đã được tính ở trên;

Z2 = 28 số rãnh rôto.

4.5 Điện trở rôto khi quy đổi về stato

5. Điện kháng rôto

5.1 Hệ số từ dẫn tản của rãnh rôto

Theo (5-30) trang 126 [11]

Trong đó:

h12 = 15 (mm) chiều cao rãnh rôto; b = d1 = 5,5 (mm); Sr2 = 74,3 (mm2) diện tích rãnh rôto; b42 = 1 (mm), h42 = 0,5 mm.

120

5.2 Hệ số từ dẫn tản tạp của rãnh rôto

Theo công thức (5-40) trang 130 [11]

+ t2 bước răng rôto

+ Dây quấn rôto lồng sóc

+ kdq2 = 1 hệ số dây quấn rôto, , k42 = 1: rôto lồng sóc rãnh nửa kín

= 1,25 hệ số khe hở không khí đã tính ở phần trên +

được tra theo bảng (5-2c) trang 136 [11] +

Có q2 = Z2/(3.2p) = 28/(3.2.2) = 7/3 tra bảng được

vậy

Hệ số từ tản tạp rôto

5.3 Hệ số từ dẫn tản phần đấu nối

Theo công thức (5-46a) trang 131 [11]

Trong đó:

Dv = 8,2 (cm) - đường kính trung bình vành ngắn mạch (3.2);

Z2 = 28 - số rãnh rôto;

= 7 (cm) - chiều dài lõi thép rôto;

a = 1,9 (cm), b = 1 (cm) - chiều rộng và chiều cao vành ngắn mạch;

Thay số:

121

5.4 Tổng hệ số từ dẫn rôto

5.5 Điện kháng tản dây quấn rôto

Theo (5-49), trang 132 [11]

5.6 Điện kháng tản rôto quy đổi sang stato

5.7 Điện cảm tản rôto quy đổi sang stato

A.3 TÍNH TOÁN ĐẶC TÍNH KHỞI ĐỘNG CỦA ĐỘNG CƠ

1. Tham số của LSPMSM khi tính đến hiệu ứng mặt ngoài

1.1 Ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài đến điện kháng tản rôto

Theo [11], điện cảm tản của rôto lồng sóc được xác định bởi 4 hệ số từ dẫn tản: hệ số từ dẫn tản của rãnh, hệ số từ dẫn tản tạp rãnh, hệ số từ dẫn tản phần đấu nối, hệ số từ dẫn tản do rãnh nghiêng. Do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, chỉ hệ số từ dẫn tản rãnh bị thay đổi giá trị. Theo [55], [60], [74] giá trị của điện cảm tản rãnh rôto phụ thuộc vào tần số dòng điện rôto (độ trượt s) như sau:

Trong đó:

L’r2~ - giá trị điện cảm tản rãnh rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài (phụ thuộc

tần số dòng rôto);

L’r2 - giá trị điện cảm tản rãnh rôto quy đổi không xét đến hiệu ứng mặt ngoài được

tính toán theo [11];

 - tỷ số giữa chiều cao của nhôm trong rãnh và chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh.

h - chiều cao của rãnh rôto, h = 19 mm;  - chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh.

, trong quá trình khởi động, tốc độ động cơ tăng từ 0 lên tốc

độ đồng bộ tương ứng với hệ số trượt s giảm từ

w - tần số góc của dòng điện rôto

122

Vậy,

Trong đó:

0 = 4..10-7; f2 : là tần số của rôto; Al = 2,82.10-8 (m).

Hệ số  là hàm của độ trượt s, vì vậy tương tự điện cảm rãnh rôto là hàm số phụ thuộc

vào độ trượt s. Hệ số điện cảm kL(s) rãnh rôto đã được thể hiện ở hình 3.28

Như vậy, giá trị điện cảm rôto quy đổi khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài sẽ được xác

định như sau:

L’r = L’r0 + L’r2 .kL(s)

Trong đó L’r0 là tổng giá trị điện cảm tuyến tính của các hệ số từ dẫn tản tạp, từ dẫn

tản đấu nối và từ dẫn tản rãnh nghiêng rôto quy đổi. Tổng hệ số từ dẫn tản tạp, từ dẫn tản đấu nối

Thành phần điện cảm tản rôto tuyến tính quy đổi

- Điện cảm từ dẫn tản rãnh rôto quy đổi không xét hiệu ứng bề mặt

Điện cảm quy đổi rôto phụ thuộc hệ số trượt

Chuyển sang giá trị điện kháng, điện kháng rôto quy đổi x’2 được xác định

1.2 Ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài đến điện trở tản rôto

Tương tự, theo [11], điện trở rôto được xác định bởi hai thành phần điện trở tác dụng thanh dẫn rôto và điện trở vành ngắn mạch. Do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, chỉ thành phần điện trở thanh dẫn rôto bị thay đổi giá trị. Theo [55], [60], [74] giá trị của điện trở thanh dẫn rôto phụ thuộc vào tần số dòng điện rôto (độ trượt s) như sau:

123

Trong đó:

r’rtd~ - giá trị điện trở tác dụng rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài (phụ thuộc

tần số dòng điện rôto);

r’rtd - giá trị điện trở tác dụng rôto không xét hiệu ứng mặt ngoài được tính toán

theo [11].

Như trên đã xét hệ số  là hàm của độ trượt s, vì vậy tương tự điện trở tác dụng thanh dẫn rôto là hàm số phụ thuộc vào độ trượt s. Hệ số điện trở thanh dẫn rôto kR(s) được thể hiện ở hình 3.27.

Như vậy, giá trị điện trở rôto xét đến hiệu ứng mặt ngoài sẽ được tính toán như sau:

Trong đó:

Điện trở vành ngắn mạch quy đổi r’rv

Hệ số quy đổi  = 33.942

Điện trở quy đổi rôto phụ thuộc hệ số trượt:

2. Tham số của động cơ khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ khi s = 1

- Điện trở rôto quy đổi khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1

Từ hình A.8, với s = 1 xác định kR(s) = 1,46 Vậy khi s = 1, khi xét hiệu ứng mặt ngoài điện trở rôto quy đổi được xác định:

- Điện trở ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1

- Điện kháng tản rôto quy đổi khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1

Với s = 1 xác định kL(s) = 0,87 Vậy khi s = 1, khi xét hiệu ứng mặt ngoài điện kháng tản rôto quy đổi được xác định:

124

- Điện kháng tản ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1

- Tổng trở ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài với s = 1

- Dòng điện ngắn mạch khi chỉ xét đến hiệu ứng mặt ngoài

- Sơ bộ chọn kbh = 1,2 - Theo công thức (10-35) trang 258 [11], dòng điện bão hòa khi xét đến hiệu ứng mặt

3. Tham số của động cơ khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ khi s = 1 ngoài và sự bão hòa của mạch từ tản:

- Theo công thức (10-36) trang 259 [11], sức từ động trung bình của một rãnh stato:

ur1: 52; a1: 1; k: hệ số tính đến sức từ động nhỏ do bước ngắn (tra theo bảng 10-14 [11]) Trong đó

 = 0,778; k = 0,85; ky1 = 0,94; kdq1 = 0,902.

- Cbh được tính theo công thức (10-38) trang 259 [11],

Trong đó  chiều dài khe hở không khí,  = 0,5 mm; t1 = 9,07 mm; t2 = 11,55 mm.

- Theo công thức (10-37) trang 259 [11], mật độ từ thông quy đổi trong khe hở không

khí, B:

125

Theo hình 10-15 trang 260 [11], với B = 2,37 T tra được

- Theo công thức (10-39) trang 260 [11], hệ số biến đổi tương đương của rãnh hở khi

bão hòa C1:

- Theo công thức (10-42) trang 260 [11], độ giảm của hệ số từ dẫn của từ thông tản do

bão hòa đối với rãnh nửa kín:

- Hệ số từ dẫn tản rãnh stato khi xét đến bão hòa mạch từ tản:

là từ dẫn tản rãnh stato, = 1,172 Trong đó:

- Theo công thức (10-43) trang 261 [11], hệ số từ tản tạp stato khi xét đến bão hòa

mạch từ tản:

-Theo công thức (10-44) trang 261 [11], tổng hệ số từ dẫn tản stato khi xét đến bão

hòa mạch từ tản:

- Theo công thức (10-45) trang 261 [11], điện kháng stato khi xét đến bão hòa mạch

từ tản:

- Theo công thức (10-46) trang 261 [11], hệ số biến đổi tương đương của rãnh 1/2

kín khi bão hòa C2:

126

- Theo công thức (10-47) trang 261 [11]:

- Theo công thức (10-49) trang 262 [11], hệ số từ dẫn tản rãnh rôto khi xét đến bão

hòa và hiệu ứng mặt ngoài:

- Theo công thức (10-50) trang 262 [11], hệ số từ dẫn tản tạp của rôto:

- Theo công thức (10-51) trang 262 [11], tổng hệ số từ dẫn rôto khi xét đến hiệu ứng

mặt ngoài và bão hòa mạch từ:

- Theo công thức (10-52) trang 262 [11], điện kháng rôto khi xét đến hiệu ứng mặt

ngoài và bão hòa mạch từ tản:

4. Các tham số ngắn mạch khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa của mạch từ tản khi s = 1

5. Dòng điện khởi động

Sự sai khác so với trị số dòng điện ngắn mạch khi xét bão hoà ở trên là:

Trị số Ik sai khác giá trị đã giả thiết ban đầu không quá 15% nên không cần tính lại.

127

6. Tính toán đặc tính điện kháng tản stato và rôto x1 và x’2

6.1 Tính toán đặc tính điện kháng tản stato

Theo [2], để tính toán giá điện kháng tản stato x1 có xét đến bão hòa mạch từ tản, thực hiện tuyến tính hóa đặc tính với giả thiết giá trị điện kháng tản x1 tỷ lệ nghịch bậc nhất với dòng khởi động is. Như vậy, đặc tính điện kháng tản stato x1 có thể được tính toán như sau:

Trong đó:

x10 - thành phần điện kháng tản không phụ thuộc vào giá trị bão hòa mạch từ; is, Iđm - thành phần dòng stato tức thời và định mức stato; kbhx1 - hệ số bão hòa đặc tính điện kháng tản stato. Các giá trị x10, kbhxa được xác định từ các điều kiện biên:

x1bh đã được xét ở mục A.3.3 trên,

Dòng định mức

Pđm = 2,2 kW

U1 = 220 V

x1đm = 4,1 (), Iđm = 4,12

Với LSPMSM đáp ứng tiêu chuẩn IE2, lựa chọn  = 0,84; cos = 0,95

Ik = 24,27 A, x1bh = 3,83 ()

Vậy đặc tính của điện kháng stato được tuyến tính hóa có xét đến bão hòa:

Đặc tính điện cảm tản stato xét ảnh hưởng của bão hòa mạch từ:

128

6.2 Tính toán đặc tính điện kháng tản rôto xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ tản và hiện tượng hiệu ứng bề mặt

Theo [2], [11] tương tự như xét đối với ảnh hưởng bão hòa mạch từ tản đến giá trị điện kháng tản stato, giả thiết giá trị điện kháng tản x’2 tỷ lệ nghịch bậc nhất với dòng khởi động is. Như vậy đặc tính điện kháng tản stato x’2 trong quá trình khởi động chịu ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài và bão hòa mạch từ tản có thể được tính toán như sau:

Trong đó:

+ x’r0 - giá trị điện kháng hằng số quy đổi rôto không bị ảnh hưởng của hiệu ứng

mặt ngoài đã xét ở phần 4.2.2. x’r0 = 1,93 (Ω);

+ x’r2 - thành phần điện kháng tản rãnh rôto quy đổi, x’r2 = 1,605 (Ω); + kbhx2 - hệ số bão hòa đặc tính điện kháng tản rôto; + x’20bh - giá trị điện kháng hằng số.

Các giá trị xs0, kbh được xác định từ các điều kiện biên:

Xét ở chế độ định mức, x’2đm = 3,537 (), kL(s = 0) = 1, is = Iđm

Khi bắt đầu khởi động với s = 1 giá trị điện kháng tản rôto quy đổi đã được xác định từ

mục A.3.3, x’2bh = 2,62 (), hệ số điện cảm rôto kL(s = 1) = 0,87, is = Ik = 24,27 A

Vậy đặc tính của điện kháng rôto quy đổi có xét đến ảnh hưởng của bão hòa mạch từ

và hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài:

129

PHỤ LỤC B TÍNH TOÁN THAM SỐ LSPMSM ĐƯỢC CẢI TẠO TỪ ĐỘNG CƠ KHÔNG ĐỒNG BỘ

B.1 TÍNH TOÁN NAM CHÂM VĨNH CỬU

Đối với cấu trúc rôto thử nghiệm được hiệu chỉnh từ động cơ KĐB 3K112-S4, việc lựa

chọn kích thước của NCVC được xác định đối với một số thông số:

+ Chiều dài thanh NCVC: hm = l2 = 70 (mm);

+ Bề rộng thanh NCVC: wm = 34 (mm);

+ Chiều dầy thanh NCVC: lm chưa xác định.

Theo (5-64) trang 199 [49], thể tích thanh NCVC sẽ là:

Trong đó:

+ Theo (5.65) trang 199 [49]

. kocf là hệ số quá tải của động cơ, chọn kocf = 2;

. theo (5.63) trang 199 [49],  là hệ số tận dụng hóa, lựa chọn  = 0,55;

.  = Ef/V1 có giá trị 0,6 ÷ 0,95, lựa chọn  = 0,83.

Tỷ lệ cực - đế/bước cực  = 0,97

Tra bảng 5.1 [49] với i = 0,97, kfd = 0,958

Vậy,

Vậy, thể tích khối NCVC cần sử dụng là:

Mặt khác có, Vm = 4.hm.wm.lm

Lựa chọn: lm = 5 mm

130

B.2 SỨC ĐIỆN ĐỘNG KHÔNG TẢI E0

Từ mô hình mạch từ của động cơ đồng bộ NCVC IPM, theo tài liệu [29], [15], [58],… cấu trúc rôto và sơ đồ mạch từ thay thế tương đương LSPMSM thử nghiệm được thể hiện như hình B.1, B.2.

Hình B.1 Cấu trúc rôto LSPMSM

Hình B.2 Mạch từ thay thế tương đương của LSPMSM

Giả thiết không có bão hòa trong lõi thép stato và rôto, giá trị r1, r’2 được bỏ qua.

+ Rg - từ trở của khe hở không khí; + Rm0 - từ trở khối NCVC; + Rml - từ trở khe hở barrier từ đầu cực NCVC; + Rmm - từ trở cầu nối.

Theo [29] - Từ trở khe hở không khí:

Trong đó: kC (k) - hệ số khe hở không khí (hệ số Carter) đã tính ở trên k = 1,25;

131

g - chiều dài khe hở không khí 0,5 mm. Ag - tiết diện hữu ích của khe hở không khí.

Theo [71], [29]

Trong đó:

 - tỷ lệ giữa cung cực/bước cực,  = 0,97;

r1 - bán kính trong stato, r1 = 52 mm; l2 - chiều dài lõi thép rôto, l2 = 70 mm.

- Từ trở khe hở không khí:

- Từ trở khối nam châm:

Trong đó: lm: Chiều dày của NCVC, lm = 5 mm;

rec độ từ thẩm tương đối của NCVC, rec = 1,05;

Am diện tích của NCVC. Am = wm.l2 = 34.10-3.70.10-3 = 2,31.10-3 (m2)

- Từ trở khe hở barrier từ đầu cực NCVC:

Trong đó: d = 3,5 mm; h1 = 5,5 mm; h2 = 2 mm.

132

Trong đó: Abdg = t.lr, t - chiều dài khoảng cầu nối, t = 2 mm, Abdg = 2 × 70 = 1,4.10-4 (m2);

Bs - mật độ từ thông bão hòa của lõi thép rôto (Thép B50-A800), Bs = 1,88 T;

Br - mật độ từ dư của NCVC, với NCVC NdFeB-N35 Br = 1,2 T.

- Mật độ từ thông khe hở không khí:

- Biên độ từ thông cơ bản một cực do NCVC sinh ra:

- Tổng từ thông móc vòng cuộn dây stato do NCVC sinh ra [72]:

- Sức từ động không tải do NCVC sinh ra [29]:

B.3 XÁC ĐỊNH ĐIỆN KHÁNG ĐỒNG BỘ DỌC TRỤC VÀ NGANG TRỤC Ld, Lq

Điện kháng từ hóa dọc trục và ngang trục trong quá trình làm việc ổn định của

LSPMSM được tính toán như sau:

1. Điện kháng đồng bộ dọc trục [71]

- Điện kháng từ hóa đồng bộ dọc trục được xác định [71]:

Trong đó:

D = 104 (mm) - đường kính trong của stato;

133

” - chiều dài khe hở không khí theo trục d quy đổi.

l2 = 70 (mm) - chiều dài lõi thép rôto; f = 50 (Hz) - tần số nguồn cấp; p = 2 - số cặp cực; Nph = w1 = 312 - số vòng dây nối tiếp một pha stato; kW1 = 0,902 - hệ số dây quấn stato; gd



kC là hệ số khe hở không khí (k), kC = 1,25



 Hệ số từ dẫn của NCVC:

rec = 1,05 độ từ thẩm tương đối của NCVC NdFeB-N35 0 = 4..10-7 (T.m/A) độ từ thẩm chân không lm = 5 (mm) chiều dài NCVC theo phương ngang o o o o

  wm = 34 (mm) l2 = 70 (mm)

 Từ trở khe hở không khí Rg:

134

Rg = 8,97.104

- Điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục:

- Điện kháng đồng bộ:

x = x1 là điện kháng tản dây quấn stato đã xác định ở Phụ lục A động cơ không đồng bộ, x1 = 4,1 (Ω)

Điện kháng đồng bộ dọc trục:

2. Điện kháng đồng bộ ngang trục [71]

Trong đó:

Theo [71]

135

Điện cảm từ hóa ngang trục:

Điện kháng đồng bộ ngang trục:

136

PHỤ LỤC C TÍNH TOÁN CÁC ĐẶC TÍNH ĐIỆN CẢM TỪ HÓA ĐỒNG BỘ DỌC TRỤC VÀ NGANG TRỤC Lmd, Lmq

C.1 TÍNH TOÁN ĐẶC TÍNH ĐIỆN CẢM TỪ HÓA ĐỒNG BỘ NGANG TRỤC Lmq

1. Các tham số mạch từ tính toán điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq

1.1 Diện tích gông từ stato

Trong đó:

hg1 - chiều cao gông stato, hgs = 16 mm; l1 - chiều dài stato: l1 = 70 mm.

1.2 Chiều dài gông từ stato

Lsy chiều dài trung bình đường đi từ thông gông từ stato

Trong đó:

Rso - bán kính ngoài lõi sắt stato, Rso = 85 mm; Rsi - bán kính trong lõi sắt stato, Rsi = 52 mm; hr1 - chiều cao thực tế răng stator, hr1 = 17 mm.

1.3 Diện tích phần lõi sắt rôto

1.4 Chiều dài phần gông từ rôto

Theo tính toán lry = wm/2 = 34/2 = 17 mm

1.5 Diện tích khe hở không khí

Trong đó Rsi là bán kính trong stato, Rsi = 52 mm.

137

1.6 Chiều dài răng stato

1.7 Chiều dài răng rôto

lrt = hr2 = 19 mm

1.8 Mật độ từ thông gông stato

1.9 Mật độ từ thông gông rôto

1.10 Mật độ từ thông răng stato

Trong đó:

t1 - bước rãnh stato, t1 đã tính ở mục A, t1 = 9,07 mm;

kc - hệ số ép chặt lõi sắt, kc = 0,97;

bz1 - bề rộng răng stato.

Trong đó:

D: là đường kính trong stato, D = 104 mm;

h41 = 0,5 mm;

d1 = 5 mm;

Z1 là số rãnh stato, Z1 = 36.

Trong đó: h12 = 11,42 mm; d2 = 6,5 mm.

138

Bề rộng răng trung bình stato

Hệ số răng stato

Chiều cao răng stato

1.11 Mật độ từ thông răng rôto

Theo [11]

Trong đó:

t2 - bước rãnh rôto, t2 đã tính ở chuyên đề 2, t2 = 11,55 mm;

kc - hệ số ép chặt lõi sắt, kc = 0,97;

bz2 - bề rộng răng rôto ở 1/3 chiều cao răng.

Trong đó:

D’ là đường kính ngoài rôto, D’ = 103 mm;

d1 = 5,5 mm;

h42 = 0,5 mm;

Z2 là số rãnh rôto, Z2 = 28.

Trong đó:

hr2 = 19 mm; d2 = 2,5 mm.

139

Hệ số răng rôto

Chiều cao răng rôto

1.12 Sức từ động khe hở không khí

1.13 Sức từ động gông stato

Fsy = B_H_G(Bsy).Lsy

1.14 Sức từ động răng stato

Fsy = B_H_R(Bst).Lst

1.15 Sức từ động gông rôto

Fry = B_H_G(Bry).Lry

1.16 Sức từ động răng rôto

Fry = B_H_R(Brt).Lrt

2. Tính toán đặc tính điện kháng đồng bộ ngang trục với MATLAB

function [H] = B_H_B50_A800( B ) %UNTITLED2 Summary of this function goes here % Detailed explanation goes here %UNTITLED Summary of this function goes here % Detailed explanation goes here B_B50A800=[0 0.14 0.3 1.38 1.48 1.52 1.56 1.68 1.745 1.8 1.865 2.02 2.085 2.1]; H_B50A800=[0 50 100 300 500 700 1000 3000 5000 7000 10000 30000 60000 100000]; i=1; H=0; while B_B50A800(i)<=B i=i+1; if (i==14) break; end % Truong hop khac gia tri, tuyen tinh hoa if B_B50A800(i-1)< B H=(H_B50A800(i-1)+(B-B_B50A800(i-1))*(H_B50A800(i)-H_B50A800(i- 1))/(B_B50A800(i)-B_B50A800(i-1))); end % Truong hop bang gia tri if B_B50A800(i-1)==B H = H_B50A800(i-1); end end

2.1 Hàm tính toán đặc tính B-H thép kỹ thuật điện B50_A800

140

function [Lmq] = Iq_to_Lmq(Iq) %UNTITLED3 Summary of this function goes here % Detailed explanation goes here % Khai bao cac gia tri dau vao u0=4*pi*10.^-7; p=2; kdq1=0.902; Nph=312; L=70*10.^-3; Rsi = 52*10.^-3; alpha_lm=0.97; Asy = 1.12.*10.^-3; Lsy = 60.5*10^-3; Lst = 17*10.^-3; landa_s=0.52; Ag = alpha_lm*2.86*10.^-3; g1 = 0.625*10.^-3; Ary = 1.16*10.^-3; landa_r=0.47; Lrt = 19*10.^-3; Lry = 17.5*10.^-3; %--------------------------------------------------------------------- % Tinh toan cac gia tri % Khai bao bien mat do tu thong Bg = 0; Bst = 0; Bsy = 0; Brt = 0; Bry = 0; % Khai bao bien cuong do tu truong Hst = 0; Hsy = 0; Hrt = 0; Hry = 0; % Khai bao bien suc tu dong Fst = 0; Fsy = 0; Frt = 0; Fry = 0; %Fm = 0; Fg = 0; % Buoc nhay tu thong khe ho DeltaBg = 1.5/1000; for Bg=0:DeltaBg:1.5 % Tinh toan suc tu dong tong Bry=Bg*(Ag/Ary); Bst=Bg/landa_s; Brt=Bg/landa_r; Bsy=Bg*(Ag/Asy); %---------------------------------------------------------------- % Tính toán suc tu dong Fg = Bg*g1/u0; % Thep B50_A800 Fry = B_H_B50_A800 (Bry)*Lry; Frt = B_H_B50_A800 (Brt)*Lrt; Fst = B_H_B50_A800 (Bst)*Lst; Fsy = B_H_B50_A800 (Bsy)*Lsy;

2.2 Hàm tính toán giá trị điện cảm từ hóa đồng bộ ngang trục Lmq

141

Delta_F = abs(Fsq - (Frt+Fry+Fg+Fst+Fsy)); if ((Delta_F)/Fsq)<0.01 break; end end Lmq=Bg(4L*Rsikdq1Nph)(pi/4)/(pIq); end C.2 TÍNH TOÁN ĐẶC TÍNH ĐIỆN CẢM TỪ HÓA ĐỒNG BỘ DỌC TRỤC Lmd

1. Các tham số mạch từ tính toán điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd

1.1 Diện tích gông stato

Trong đó:

hg1 - chiều cao gông stato, hgs = 16 mm; ls - chiều dài stato: ls = 70 mm.

1.2 Chiều dài gông từ stato

Trong đó: D1 - đường kính trong lõi thép stato, D1 = 104 mm; hr1 - chiều cao rãnh stato, hr1 = 17,02 mm; hg1 = 16 mm.

1.3 Diện tích phần lõi sắt rôto được chia làm hai phần

a) Thành phần Ary1

- Tiết diện trung bình Ary1

Trong đó r2’ là đường kính lõi sắt không kể răng rãnh rôto, r2’ = 32,5 mm.

- Chiều dài trung bình đường đi từ thông trong thành phần một

142

Trong đó:

h1 = 2,08 mm;

h2 = 7,5 mm.

b) Thành phần Ary2

- Tiết diện trung bình Ary1

hry2 = wm/2 = 17 mm

- Chiều dài trung bình đường đi từ thông trong thành phần hai

Xác định chiều dài trung bình Lry2 = 8,47 mm

1.4 Diện tích khe hở không khí

Rsi: bán kính trong stator, Rsi = 52 mm

1.5 Chiều dài răng stato

1.6 Chiều dài răng rôto

lrt = hr2 = 19 mm

1.7 Tiết diện phần NCVC

1.8 Mật độ từ thông gông stato

1.9 Mật độ từ thông trung bình gông rôto thành phần một

143

1.10 Mật độ từ thông trung bình gông rôto thành phần hai

1.11 Mật độ từ thông răng stato

1.12 Mật độ từ thông răng rôto

1.13 Mật độ từ thông đi qua khe hở khối NCVC

Theo Miller [71] phải xét đến cả từ thông đi qua barier từ, lúc này giá trị Am phải xét

thêm thành phần barier từ, tổng hợp thành giá trị A’m

1.14 Sức từ động khe hở không khí

1.15 Sức từ động gông stato

Fsy = B_H_G(Bsy).Lsy

1.16 Sức từ động răng stato

Fst = B_H_R(Bst).Lst

1.17 Sức từ động gông rôto thành phần 1

Fry1 = B_H_G(Bry1).Lry1

1.18 Sức từ động gông rôto thành phần 2

Fry2 = B_H_G(Bry2).Lry2

1.19 Sức từ động răng rôto

Frt = B_H_R(Brt).Lrt

1.20 Sức từ động rơi trên khe hở không khí

1.21 Sức từ động rơi trên khe hở khối NCVC

Theo Miller, từ dẫn phần barier từ

144

Trong đó h1, h2, d là kích thước của thông số barier từ, lslà chiều dài lõi thép rôto.

Từ dẫn phần NCVC

Từ dẫn tổng phần NCVC và barrier từ

Pm = Pm0 + Pm1 Sức từ động trên khối NCVC

1.22 Áp dụng định luật Kirhoff 2 cho mạch từ

2. TÍNH TOÁN ĐẶC TÍNH ĐIỆN CẢM TỪ HÓA ĐỒNG BỘ DỌC TRỤC VỚI MATLAB

function [Lmd] = Id_to_Lmd(Id) %UNTITLED3 Summary of this function goes here % Detailed explanation goes here % Khai bao cac gia tri dau vao u0=4*pi*10^-7; urec=1.05; p=2; kdq1=0.902; Nph=312; Ls=70*10^-3; Rsi=52*10^-3; alpha_lm=0.97; lm=5*10^-3; wm=34*10^-3; h1=2.05*10^-3; h2=5.59*10^-3; d=3.5*10^-3; Asy = 1.12.*10.^-3; Lsy = 60.5*10^-3; Lst = 17*10.^-3; landa_s=0.52; Ag=alpha_lm*(2*Rsi*pi*Ls/(2*p*2)); g1 = 0.625*10.^-3; Am=(wm*Ls/2); lm=5*10^-3; Pm0=u0*(Ls*(h1+h2)/2)/d; Pm1=urec*u0*Am/lm; Pm=Pm0+Pm1; Rm=1/Pm; landa_r=0.47; Lrt = 19*10.^-3 Ary1=1.39*10^-3; Lry1=4.79*10^-3; Ary2=1.26*10^-3; Lry2=8.47*10^-3; %--------------------------------------------------------------------- % Tinh toan cac gia tri

Hàm tính toán giá trị điện cảm từ hóa đồng bộ dọc trục Lmd

145

% Khai bao bien mat do tu thong Bg = 0; Bgm=0; Bst = 0; Bsy = 0; Brt = 0; Bry = 0; % Khai bao bien cuong do tu truong Hst = 0; Hsy = 0; Hrt = 0; Hry1 = 0; Hry2 = 0; % Khai bao bien suc tu dong Fst = 0; Fsy = 0; Frt = 0; Fry1 = 0; Fry2 = 0; %Fm = 0; Fg = 0; Fgm = 0; % Tu thong tong khe ho khong khi % Buoc nhay tu thong khe ho DeltaBg = 1.5/1000; % 1000 buoc for Bg=0:DeltaBg:1.5 %---------------------------------------------------------------- % Tinh toan suc tu dong tong Bry1=Bg*(Ag/Ary1); Bry2=Bg*(Ag/Ary2); Bst=Bg/landa_s; Brt=Bg/landa_r; Bsy=Bg*(Ag/Asy); %---------------------------------------------------------------- Fg = Bg*g1/u0; Fgm=Bg*Ag*Rm; % Thep B50_A800 Frt = B_H_B50_A800 (Brt)*Lrt; Fst = B_H_B50_A800 (Bst)*Lst; Fsy = B_H_B50_A800 (Bsy)*Lsy; Fry1 = B_H_B50_A800 Bry1)*Lry1; Fry2 = B_H_B50_A800 Bry2)*Lry2; Delta_F = abs(Fsd - (Fg+Fgm+Frt+Fry1+Fry2+Fst+Fsy)); if ((Delta_F)/Fsd)<0.05 break; end end Lmd=Bg*(4*Ls*Rsi*kdq1*Nph)/(p*Id); end

146