Luận án 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

: - 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. Rst Rg Rsy Rrt Fds Rry1 ds Rm Rbrd Rb Rry2 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: /4 ds ds1 0 1 F F .cos .d / 4       (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: sy,st sy,st sy,st sy,st sy,st l R (B ).A   (3-16) Rry1, Rry2 là thành phần từ trở phi tuyến lõi thép rôto trên và dưới khối NCVC, được xác định: ry1,ry2 ry1,ry2 ry1,ry2 ry1,ry2 ry1,ry2 l R (B ).A   (3-17) Rrt là thành phần từ trở phi tuyến răng rôto, được xác định: rt ry1,ry2 rt rt rt l R (B ).A   (3-18) Rbrd là thành phần từ trở phi tuyến phần tử cầu nối, được xác định: brd brd brd brd brd l R (B ).A   (3-19) 45 Rg là từ trở khe hở không khí, được xác định: g 0 g g ' R .A   (3-20) Rm là từ trở khối NCVC, được xác định: m m rec 0 m l R . .A    (3-21) Rb là thành phần từ trở phần barier từ không khí, theo [29] từ trở barier từ được xác định: b 0 1 2 st 2.d R .(h h ).L    (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 46 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. bm b m 1 1 1 R R R   (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: Rst Rg Rsy Rrt Fds Rry1 ds Rbrd Rbm Rry2 d1 d2 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 ds sy sy st st g rt rt ry1 ry1 ry2 ry2 Rbm Rbrd brd F F (B ) F (B ) F F (B ) F (B ) F (B ) F (F (B ))        (3-24) Mối quan hệ giữa mật độ từ thông gông từ stato, rôto, khe hở không khí được xác định: sy g g syB B .(A / A ) (3-25) ry1 g g ry1B B .(A / A ) (3-26) ry2 g g ry2B B .(A / A ) (3-27) Mật độ từ thông răng stato và rôto được xác định: st g stB B /  (3-28) rt g rtB B /  (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. 47 Hình 3.15 Lưu đồ thuật toán tính toán Lmd = f(ids) 48 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] . 0 5 10 15 20 25 30 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 Dßng ®iÖn i ds (A) L m d (H ) L md -LPM L md -H»ng sè 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 49 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. 0 5 10 15 20 25 30 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 Dßng ®iÖn i ds (A) L m d (H ) L md -PTHH L md -H»ng sè 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. 50 0 5 10 15 20 25 30 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05 0.06 0.07 0.08 0.09 0.1 Dßng ®iÖn i ds (A) L m d (H ) L md -LPM L md -PTHH L md -H»ng sè 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 Dòng ids (A) Lmd(H)-PTHH (FEM) Lmd(H)-LPM Sai số % 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. 51 ] 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: - Phương pháp LPM để xác định đặc tính Lmd so sánh với phương pháp PTHH cho kết quả tương đương, sai số lớn nhất giữa hai phương pháp là 13% khi ids = 20A ÷ 25 A. Với phương pháp LPM đề xuất đã giải quyết được vấn đề vùng dòng 52 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 r1 ids Llswr.qs Lmd Llr ’ rdr’ idr’ im’ uds Lrc udr’=0 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 r1 iqs Llswr.ds Lmq Llr ’ iqr’ uqs rqr’ uqr’=0 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 53 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. 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 Thêi gian (s) T è c ® é ( V ß n g /p h ó t) M t¶i =14 N.m M t¶i =14,5 N.m M t¶i =15 N.m 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 Mtải = 14 N.m Mtải = 14,5 N.m Mtải = 15 N.m 54 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). s 0 n nđm f2 0 s 1 n 0 f2 f1 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). 55 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]: rr~ L rr L 3 sinh(2. ) sin(2. ) . k (s) L 2. cosh(2. ) cos(2. )             (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 : h    (3-31)  - chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh: 2 0 2. .    w  (3-32)  - điện trở suất của vật liệu thanh dẫn lồng sóc; 2 22. .fw   - 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: L’r = L’r0 + L’r2.kL(s) (3-33) 56 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]: rtd R rtd r sinh(2. ) sin(2. ) . k (s) r cosh(2. ) cos(2. )             (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: 2 rv rtd Rr r r .k (s)    (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 57 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: 2 Rr 0,72 1,39.k (s) ( )    (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: r LL 6,145 5,11.k (s)   (3-37) Chuyển sang giá trị điện kháng, điện kháng rôto quy đổi x’2 được xác định: 2 Lx 1,93 1,605.k (s) ( )    (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. 58 1) Sơ đồ mạch điện thay thế xét đến ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài được hiệu chỉnh r1 ids Llswr.qs Lmd Llr ’ rdr’ idr’ im’ uds Lrc udr’=0 Hình 3.30 Sơ đồ mạch điện thay thế trục d hiệu chỉnh xét đến hiệu ứng mặt ngoài r1 iqs Llswr.ds Lmq Llr ’ iqr’ uqs rqr’ uqr’=0 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 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: 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 Thêi gian (s) T è c ® é ( V ß n g /p h ó t) M t¶i =14 N.m M t¶i =18 N.m M t¶i =20 N.m M t¶i =20,2 N.m Hình 3.32 Đặc tính khởi động của LSPMSM xét hiệu ứng mặt ngoài, J = JR Mtải = 14 . Mtải = 18 . Mtải = 20 Mtải = 20, . 59 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: 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 -200 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 Thêi gian (s) T ã c ® é ( V ß n g /p h ó t) M t¶i =14 N.m M t¶i =16 N.m M t¶i =16,5 N.m M t¶i =16,8 N.m Hình 3.33 Đặc tính khởi động của LSPMSM không xét hiệu ứng mặt ngoài, J = JR 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 tải 1 . tải tải , tải , . 60 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 t