A PATRA CONFERINŢĂ A HIDROENERGETICIENILOR DIN ROMÂNIA,

Dorin Pavel

FENOMENE ROTORICE LA MOTORIZAREA ELECTRICĂ A STAŢIILOR

DE POMPARE DE MARE PUTERE

Basarab GUZUN1, George PURCOI2, Nicolae GALAN3, Lucian MÂNDREA4, Dan NEAGU5, Laurenţiu LIPAN6

Abstract: The powerful pumping stations PPS are usually using synchronous driving motors up to 12 MW, directly started, asynchronous mode. Only in special applications well justified are used indirect starting methods (when the supplying electric network is weak and does not allows the direct start up), like autotransformers, reactors or ferequency convertors. The aim of this paper is to assess more accurate the rotor’s inrush current from the very start-up period of time, up to the stable asynchronous slip, around the value of 5% (the rotor’s winding is closed by one descharging rezistor applied only for this short regime, at the slipping rings) This accurate assessment in time for the induced current is of theoretical interest first; also, it practically allows us to protect the relay devoted to the synchronous checking, so-called RCS. This delicate relay will command the right moment for the excitation which is to be injected and is supplied from the voltage picked-up accros the descharging rezistor coupled at the slipping rings.

1. CONSIDERAŢII INTRODUCTIVE

Motoarele sincrone sunt preferate celor asincrone în acţionarea pompelor de

mare capacitate, în primul rând datorită randamentului lor superior la viteze lente de

rotaţie <1.000 rot./min. In plus, ele asigură în regim de funcţionare capacitiv circulaţia

benefică a puterii reactive injectate, rigidizând astfel, într-o oarecare măsură, nivelul

tensiunii în zonă.

1 prof. dr. ing. 2 as.drd.ing. 3 prof. dr. ing. 4 conf.dr.ing. 5 ing. 6 as.drd.ing.

Impedimentele legate de necesitatea lansării în vecinătatea vitezei de sincronism şi

dezvoltarea cuplului electromagnetic sincron, s-au diminuat mult prin utilizarea metodei

de pornire directe asincrone sau prin cea sincronă cu frecvenţă crescătoare alimentat de

la un bloc convertizor (softstarter). Cum acesta din urmă este deocamdată relativ scump

şi produce motorului încălziri suplimentare, rămâne de utilizat metoda pornirii directe

de regim asincron, remarcabilă prin simplitatea sa, fără alte dispozitive adiţionale

costisitoare.

Procesul de pornire şi accelerare al motorului sincron este asemănător celui

asincron. Deosebirea constă în faptul că apare un cuplu suplimentar datorită infăşurării

de excitaţie - conectată pe o rezistenţă de descărcare Ra. În lipsa acesteia,

supratensiunile induse prin efectul de transformator în înfăşurarea de excitaţie în gol ar

periclita integritatea izolaţiei înfăşurării (deteriorare, eventual prin străpungere).

2. CURENTUL INDUS ÎN ÎNFĂŞURAREA DE EXCITAŢIE

În general, motoarele sincrone cu puteri nominale până la 10-12 MW pornesc în

regim asincron. Acestea se conecteaza direct la reţeaua de alimentare şi numai în

anumite cazuri (când reţeaua de alimentare nu permite) se utilizează pentru pornire

• autotransformatoare,

• bobine de reactanţă sau, în ultimul timp,

• softstartere (blocuri tirisorizate bazate pe cicloconvertor, furnizând frecvenţa

variabilă la pornire).

În general vorbind, procesul asincron de pornire şi accelerare (lansare) până la

alunecarea stabilă a motorului sincron se aseamănă cu cel tipic al motorului asincron, cu

deosebirea că aici apare un cuplu suplimentar datorită înfăşurării de excitaţie, dacă şi

numai dacă, această înfăşurare este închisă pe o rezistenţă de descărcare Ra.

În reperul fix faţă de rotor (FR) , fazorul tensiunii de alimentare us din reperul FS

devine:

( ) ( )

)01(2;

11;0.

2;

2;;

01cos2;01sin2

)01(2)0(12

θωω

ωωθωθωθ

θωθω

θωθωωθ

−=

−=+=⇒==

−====−==⇒

⇒−=−=⇒

⇒−

=+−=−=+=

tsjeUUstct

dtd

ujnU

qUquu

nUdU

duUjqUUdU

tsUqutsUdu

tsjeUtje

tjeUjesuqujdusRu

(1)

unde, θ0 reprezinta poziţia rotorului în raport cu statorul la momentul iniţial.

Tensiunile ud si uq sunt mărimi alternative de pulsaţie sω1 care, în regim

permanent, se reprezintă sub forma complexă: ud = u ; uq = -j u.

In reperul (FR) toate mărimile de stare au pulsaţia sω1 şi modelul matematic al

maşinii sincrone pentru regimul asincron; derivata in raport cu timpul a mărimii y se

poate pune sub forma y' = js y, s-a considerat timpul sincron τ = ω1 t.

Astfel, se obţin relaţiile (2). Înfăşurarea de excitaţie se conectează pe o rezistenţă

Ra, iar această înfăşurare (atenţie !) nu este alimentată de la o sursă de curent continuu;

in unităţi relative rezistenţa totală a circuitului de excitaţie se compune din rezistenţa

infăşurării de excitaţie Re şi din rezistenţa adăugată Ra.

( ) ( )( ) ( )

( )QiqiaqxQiQxQQsjQiQrDiDxeieDxdiadxDDsjDiDr

DieDxeiexdiadxeesjeiear

Qiqiaqxqixqdsqsjqirujqu

Dieidiadxdixdqsdsjdirudu

++=+=

++=+=

++=+=

++=−++=−=

+++=−−+==

σψψ

ψψ

ψψ

σψψψ

σψψψ

;0

;0

0

;1

;1

(2)

Aşadar, în unităţi relative (u.r.) se poate scrie:

1;; >+

==+= αααe

aeeaeea r

rrrrrr (3)

Reactanţele xe , xD si xQ se pot pune sub forma următoare

adeDeDeDDDD

aqQQadDDDadee

xxxxxx

xxxxxxxxx

+=+=

+=+=+=

σσσσ

σσσ

;

;;; (4)

Relaţiile (4) exprimă descompunerea fluxului magnetic produs de infăşurarea

considerată in flux magnetic util ( ale carui linii de câmp traversează întrefierul si

înlanţuie spirele infăşurării statorice) si fluxul magnetic de scăpări ale cărui linii de

câmp nu traversează întrefierul.

Pentru maşinile sincrone MS destinate sta’iilor de pompare de putere mare,

rezistenţa statorică r se poate neglija (r = 0) şi aceasta permite simplificări

semnificative. Pentru condiţiile iniţiale nule, caracterizate prin ra = 0 si tensiunea de

excitaţie nulă (ue = 0), rezultă următoarele relaţii

''01

''1

''01

'01

''1

'1

11

)(

;)1)(1(

)1)(1()(;)(;)(

q

qqq

dd

ddddqqqddd

TjsTjs

xjsx

TjsTjsTjsTjs

xjsxijsxijsx

ω

ω

ωωωω

ψψ

+

+=

++++

===

(5)

Pentru calcule se definesc parametrii zd şi zq ; Apoi se deduc inversele acestora:

:

""1

""''

1

"''

1

'''''

"'''''

11;11;11;1

11111

1

111

1

11111)(;)(

qqqm

dddm

dddm

qmqqqq

dmdddmddddqqdd

Ts

Ts

Ts

sjsxxjxz

sjsxx

sjsxxjxz

sjjxzsjjxz

τωτωτω======

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+=

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+

+⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+=⇒==

(6)

Din primele două ecuaţii de tensiuni ale sistemului (2), pentru r = 0, rezultă:

qdqdjuuj ψψψψ =⇒−=−= ;; (7)

Curenţii din axele longitudinală id şi transversală iq se calculează cu relaţiile:

qqqq

dddd z

ujsjxj

ujsjx

uizu

sjxju

sjxuji −

=−

=−

===−

=)()(

;)()(

(8)

Pe baza celor prezentate anterior se poate calcula curentul indus în înfăşurarea

de excitaţie; de remarcat că, în literatura de specialitate, acest curent se calculează

pentru scurtcircuit brusc când maşina funcţionează în regim de generator şi înfăşurarea

de excitaţie este alimentată.

Exploatarea motoarelor sincrone arată că este necesar ca acest curent să fie

calculat şi în alte regimuri, cum ar fi la funcţionarea în regim asincron al motorului

sincron.

Obiectivul principal al acestei cercetări este de a calcula alura temporală pentru

curentul indus în înfăşurarea de excitaţie, în vederea evaluării căderii de tensiune pe

rezistorul de descărcare, mai ales în momentele de început ale pornirii de regim

asincron.

Pentru aceasta, se utilizează ecuaţiile rotorice de axă d, expresia curentului id

fiind astfel cunoscută:

( )( )

( )

eDDD

DD

ee

eD

DD

dad

DD

ee

eD

eDDD

dade

dadDDDeeD

dadDeDeee

xxxxj

sr

xjsr

x

xjs

r

zuxj

xjs

rxj

sr

x

xxjs

r

ixji

ixsjixsjrixsj

ixsjixsjixsjr

−=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ +⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ ++

+−=

=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ +⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ ++

−+−=⇒

−=++

−=++

σ

σ

α

α

α

;2

2 (9)

Notă : 1 - zd este exprimat în funcţie de datele de catalog ale maşinii sincrone;

2 - urmează ca şi parametrii xe, xad, xD, xeD - să fi exprimaţi în acelaşi mod.

Dacă însă se cunosc dinainte , din datele de catalog urmatorii parametri,cu notaţiile

lor consacrate din teoria maşinilor: T’d0, T”

d0, T”q0, T’

d, T”d, T”

q, xd, xq, xσ x’d, x”d, x”q ,J

- atunci avem următoarele relaţii de calcul, prezentate în cele ce urmează.

De remarcat că, sunt mai multe ecuaţii decât necunoscute; astfel, ecuaţiile care

nu au fost folosite permit verificarea rezultatelor obţinute şi prin calcule iterative, astfel

se pot obţine cele mai potrivite valori.

Valoare calculată pentru curentul indus în înfăşurarea de excitaţie se obţine în

unităţi relative; Pentru a afla această valoare şi în unităţi fizice, trebuie determinat

curentul de excitaţie de bază, Ieb.

"1

"'1

'"1

"'

1

"

1

"

1

'

1

"

1

'

1

'"

;;;

;111;1111

;111;11;

;11;11;

qqddddadeedoeD

aqQ

qQ

eadD

dD

ade

de

qqQqaq

dde

ddDdad

TTTxxrx

xxxr

xxxxr

xxxr

xxxxxxxx

xxxxx

xxxxxxxx

ωτωτωττ

ττ

τ

σσ

σσ

σσσ

σσ

σσσσ

σσσ

σσσσ

===−−=

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+++=

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛++=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−

−=−=

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

−−

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−−

−=−=

−−

−−

−−

(10)

Sunt două posibilităţi. Astfel,

1) din expresia rezultată din operaţia de trecere a ecuaţiilor de la unităţi fizice la unităţi

relative; în acest caz Ieb = Ib = 21/2 In, dar se calculează I’eb , adică curentul de excitaţie

raportat la stator; sau,

2) Ieb (neraportat) - se poate determina din caracteristica de mers în scurtcircuit.

În fine, se poate considera că I’eb = Ib = 21/2 In. şi Ie = ie I’eb [A].

În studiul regimului asincron, se face ipoteza că intervalul de pornire este format

dintr-o succesiune de stări staţionare pe intervale mici şi pentru aceste intervale viteza

de rotaţie se consideră constantă (s = ct.). Ca urmare, calculul se poate efectua în

domeniul complex, simplificat. Astfel,

Pe baza relaţiei (9) se calculează curentul de excitaţie în funcţie de alunecarea s

pentru diferite valori ale factorului α (care este, în fapt, şi unul din obiectivele

principale ale lucrării):

( ) [ ]

2

2

;

; ; 1; 0,05 ; 1...15 ; 1

DD

e e ade Dd

eD e D

DD

add e D

eD e D

eeb b e b e ct

r j xu si i xr rz x j x j xs s

r j xu sxz r rx j x j x

s s

I i I i I i f s s u

σ

σ

α

α

α

α=

+= = =

⎛ ⎞ ⎛ ⎞+ + +⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠⎝ ⎠

+=

⎛ ⎞ ⎛ ⎞+ + +⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠⎝ ⎠

= = = ∈ = =

(11)

Notă : 1 - Se poate face aproximaţia xeD ≈ xad;

2 - Cunoscând curentul ie(t), se poate evalua imediat căderea de tensiune căutată

ΔU =ie(t)·Ra;

3 –Se are în vedere ca această cădere de tensiune la inele să fie limitată

superior, la valoarea tensiunii de încercare a izolaţiei rotorului la probele periodice

PRAM, adică ΔU < 1, 5 kV !

3. STUDIUL DE CAZ PRACTIC DE MOTOR SINCRON ANALIZAT

Se prezintă alăturat, în figura 1, schema de principiu a unui sistem automat de

reglare a tensiunii SRAT aferent unui motor sincron cu demaraj asincron, în realizare

modernă, cu automat programabil; Motorul de bază avut în vedere M este de putere

relativ ridicată, 2 MW, la 6 kV, iar viteza de rotaţie sincronă este de 200 rot/min, restul

datelor nominale fiind consemnate direct pe figură, [comparativ, s-au analizat date

specifice rotorice aparţinând şi altor motoare sincrone mari la 6 kV fabricate de Reşiţa,

de 4,650 MW la 375 rot./min. (lent) şi respectiv 10,5 MW la 1000 rot./min.(cea mai

rapidă maşină sincronă din ţară implicată în realizarea unor centrale hidroelectrice -

echipând agregate de pompare importante)].

De remarcat că, începând din momentul pornirii, cele două regimuri de

funcţionare asincron – sincron, se succed în tandem: astfel, primul durează secunde

doar, dar este intens perturbator, iar al doilea în perioada sa de început a prinderii

sincrone, de asemenea poate deranja sensibil atât motorul cât şi reţeaua

electroenergetică de alimentare prin violente şocuri de putere activă P şi reactivă Q

(diminuând calitatea energiei electrice şi pentru toţi ceilalţi consumatori din zonă). Se

are în vedere trecerea optimizată de la un regim la altul - prin injecţia controlată a

excitaţiei în etapa asincronă stabilizată, bine motivată de următoarele două elemente,

astfel

• alunecarea de regim asincron, redusă < 5 % şi,

• decelarea precisă a momentului poziţiei favorabile al polilor rotorici alunecători

în raport cu cei ficşi statorici, oricum racordaţi prin întreruptorul de cuplare la

reţeaua de frecvenţă fixă 50 Hz.

Fără a schimba definiţiile de principiu ale teoriei maşinii, putem spune că releul

RCS selectează ciclic momentele favorabile relativ la poziţia polilor rotorici alunecători

şi că, în aceste momente, cele două armaturi rotor – stator sunt, prin câmpurile lor, în

sincronism – de unde şi denumirea sugestivă a respectivului dispozitiv, ca releu de

control sincronism (în figura alăturată este consemnat simplificat ca traductor

sincronism)

Prin comanda iniţiată de RCS se realizează cuplarea controlată a excitaţiei;

aşadar, operaţiunea de paralel propriu-zis (prinderea în sincronism) a motorului sincron,

are acum loc din interiorul maşinii, altfel decât în modul tradiţional, din exterior – prin

închiderea deja realizată a întreruptorului principal al maşinii - cu care eram obişnuiţi

până acum.

Armonizarea poziţiei spaţiale a câmpurilor magnetice învârtitoare are loc după

ce mecanic s-au realizat condiţiile de alunecare lentă, urmare a acţiunii cuplului electric

asincron accelerator, aici la studiul de caz - motor (urmare a cuplului mecanic al

turbinei, la studiul de caz al unui generator sincron).

6kV/110V

M3~

-Ex.

+Ex. Proiectat

COD DOCUMENTATIE

Faza: DE

Pl. E03DesenatAprobat

SCHEMA BLOC

3 x 6KV 50Hz

T1 80KVA 6kV/0,300kV

A

A a

a

0

0 0

0

P2

K

K

S1

k

P1

S2

k

P2

S1

l

S2

l

P1

L

L

300

A/5

A

200A

/5A

U V

X

YZ

W ISN= 192.5A PN= 2MW Motor 2,22MVA 6KV cos = 0,9

UexN= 169Vcc. IexN= 209Acc.

φ

RST

>

>

Selec tie MANUAL

01 02 03 04 05 06 07 08

C

A

B

C

D

E

F

G

VF1F2F3

F5

F4V1 V3 V5

V2 V4 V6

RD2 Ohm

RP2 Ohm

P1 250Acc

P2200 Vcc

CURENT MAXIMALSECUNDAR TRAFO EXCITATIE

A

Sh1

R3

B1(

0V)

Selec tie AUTOMAT

CRESTE

Selec tare PFSelec tare VAR

-110V Bat+110V Bat

T

N

3 X 380Vservicii aux.

1

1

1

2

2

2

BLOCADAPTARECURENTISTATORICI

BLOC ADAPTARECURENTI EXCITATIE

xa

XA T2

B2.

+24V

B1.

0V

BLOC ADAPTARE SI CONVERSIE ANALOG/NUMERICA A MARIMILORDE REACTIE

Uα

B3B4

H8

H1

Uα

R

S

AUTOMAT PROGRAMABIL

PLACAAPRINDERE TIRISTORI

PLA

CA

APR

IND

ER

E T

IRIS

TOR

I

B1(0V)

CA

CE

FT1.

1...F

T1.3

B1

B2

H2

H3

H4

H5

H6

H7

SCADE

Semnalizare MANUALSemnalizare AUTOMAT

Semnalizare EX. MINIMUMSemnalizare EX. MAXIMUMSemnalizare SupraexcitareSemnalizare Lipsa U/Is reactieSemnalizare AVARIESemnalizare ALARMA

H9

H10

PF ModeVAR Mode

B5

B6

}1 2

+

+

-

-

}

TRADUCTORSINCRONISM

CONTACTORSTATIC

RELEU PUNERELA PAMANTROTORICA

I

I

Fig. 1 - Schema bloc principială a unui SRAT modern aferent unei maşini sincrone în regim

de motor, cu lansare controlată de regim asincron, prevăzută cu dispozitivul RCS.

Decelarea momentelor ciclice ale poziţiei favorabile a polilor rotor / stator, nu

doar geometric, ci în mod necesar şi magnetic (se evită şi momentele nefavorabile de

sincronism geometric, în care poli de acelaşi nume s-ar afla ciclic faţă în faţă) este

extrasă prin procesare electronică de pe plăcuţa specializată a releului de control al

sincronismului RCS tocmai din informaţia de frecvenţă a curentului rotoric, indus de

stator prin efectul de transformator.

Acesta din urmă este cu atât mai pregnant pentru înfăşurarea de excitaţie cu cât

rezistenţa amortizorului este mai mare; pur şi simplu, curentul indus este refulat spre

excitaţie daca amortizorul este din ce în ce mai rezistiv sau pur şi simplu nu există, altfel

spus are rezistenţa infinită (acest lucru se întâmplă la maşinile de mică putere şi nu face

obiectul acţionărilor tipice întâlnite la staţiile de pompare de mare putere, focalizate în

această lucrare).

Această informaţie de atingere a pragului de frecvenţă scăzută a curentului

rotoric alternativ - favorabilă comenzii injectării excitaţiei - este prelevată din căderea

de tensiune de pe rezistorul de descărcare Ra, către finalul etapei asincrone, spre zona de

alunecare stabilizată şi redusă totodată, tipic la de 20 ori, adică spre 5 %.

4. REZULTATELE MODELĂRII MATEMATICE

Discuţie:

Familiile de curbe sunt trasate în următoarele ipoteze de studiu, încadrând cazurile de

interes practic, astfel:

• fără sau cu colivia amortizoare rotorică, (rD = ∞, sau finit, rD = 0,01...0,2 u.r.),

• pentru diferite valori ale rezistenţei rotorice, (re = 0,0008...0,8 u.r.),

• pentru diferite valori ale coeficientului rezistenţei totale rotorice raportate, α =

(re + ra )/ re = 4, 8, 12 u.r.

Se observă următoarele aspecte din trasarea acestor familii de caracteristici cu

ajutorul programului MATLAB.

Astfel, în figurile de mai jos, parametrul ce variază de fiecare dată este

coeficientul α = 4, 8, 12, iar rezistenţa de excitaţie este crescută progresiv de la o figură

la alta; de asemenea, se modifică rezistenţa circuitului amortizor, de la infinit la f. mică.

Fig. 1 - Curentul indus înfăşurării de excitaţie

funcţie de alunecare pentru valorile caracteristice

ale coeficientului α = 4, 8, 12; cazul familiei de

curbe,fără amortizor (rD = ∞).

Fig. 2 – Idem figura 1, cazul familiei de curbe,

cu amortizor (rD = 0,01...0,2 u.r.), grupele de familii

cu rezistenţa re = 0,0008 u.r.

Fig. 3 – Idem, grupele de familii cu rezistenţa

re = 0,008 u.r.

Fig. 4 - Idem, grupele de familii cu rezistenţa

re = 0,08 u.r.

1 - rezistenţa de descărcare ra marcată şi

prin coeficientul α, are următoarea

influenţă:

• creşte curentul de excitaţie ie indus,

la scăderea ra şi respectiv α,

2 - rezistenţa de amortizare

• c

reşterea curentului de excitaţie ie

indus este maximă la pornire (s=1), numai dacă amortizorul lipseşte (obligând

excitaţia ca pe unicul secundar să suporte efectul întregului câmp inductor) sau

dacă rezistenţa infaşurării de excitaţie tinde spre valorile coborâte ale

intervalului, re → 0,08...0,0008 u.r.,

3 - rezistenţa de excitaţie

• dacă rezistenţa infaşurării de excitaţie tinde spre valorile coborâte ale

intervalului, re → 0,008...0,0008 u.r.,

maximul curentului de excitaţie se deplasează de la s=1, spre alunecări mai

reduse care succed momentului iniţial de pornire, s=0,4 – 0,5→0,3 – 0,4;

acest aspect este interesant şi relevă comportarea maşinii riscantă din punctul

Fig. 5 – Idem, familia de curbe pentru re = 0,8 u.r.

de vedere analizat, nu doar la pornire, dar posibil şi în momentele ulterioare

demarajului asincron, funcţie de datele de catalog ale maşinii sincrone alese,

• riscul depăşirii tensiunii limită pe rezistorul de descărcare la inele este

proporţional cu creşterea curentului de excitaţie şi se manifestă de acord cu

observaţiile de mai sus,

• la creşterea substanţială a rezistenţei de excitaţie, figura 5, saltul modest al

curentului indus rotoric poate tolera alegerea unei rezistenţe de descărcare mai

reduse în diapazonul 5 – 10 u.r., oricum pericolul supratensionării fiind unul

îndepărtat în aceast caz.

4 – curentul de excitaţie

• în situaţiile analizate cu încadrare a realităţii mai frecvent întâlnite, curentul de

excitaţie nu întrece un salt mai mare de aproximativ 3 u.r.,

• acest salt de curent generează valoarea ridicată a tensiunii la inele pe rezistorul

de descărcare, dar, pentru valorile în gama analizată, nu se depăşeşte valoarea

tensiunii de încercare a izolaţiei înfşurării,

• acest salt de curent se produce în primele momente la pornire sau în momentele

ce succed pornirii, cu cât maşina este de putere mai mare şi deci cu cât rezistenţa

excitaţiei sale este mai mică,

• efectul de refulare a curentului spre excitaţie este mai pertinent la creşterea

rezistenţei amortizorului, însă maşini fără amortizor nu sunt practic de interes la

aplicaţiile hidroenergetice de mare putere - staţii de pompare cu parametri

ridicaţi care sunt şi subiectul prefereat aflat în atenţia lucrării de faţă.

5. Concluzii

a. Demarajul asincron al motorului sincron relevă şi aspecte mai puţin cunoscute /

clarificate de teoria standard a maşinii sincrone referitor la această perioadă a

lansării.

b. Este vorba de comportarea rotorului în acest regim, de foarte scurtă durată, dar

intens solicitant atât pe partea de maşină cât şi asupra reţelei şi, implicit, asupra

celorlalţi consumatori.

c. Aceste aspecte delicate au fost relevate de exploatarea staţiilor de pompare de

mare putere SPP care utilizează pe scară largă motorul sincron pentru

binecunoscutele sale avantaje.

d. În ultimul timp exploatarea modernă a SPP presupune tot mai mult utilizarea

unui echipament de automatizare pentru controlul prinderii de calitate în

sincronism şi care de asemenea este implicat indirect in procesul tranzitoriu

asincron deosebit de turbulent.

e. Implicarea se datorează căderii de tensiune la inelele rotorice unde temporar este

branşat rezistorul de descărcare, plasat in acest loc – iniţial - din motive de

limitarea supratensiunii rezultată prin efectul de transformator cu trei înfăşurări,

de către curentul alternativ indus în înfăşurarea de excitaţie (unul din cele două

secundare).

f. Ulterior, acest rezistor a cumulat şi funcţiunea de măsurare a frecvenţei de

alunecare, detectând poziţia favorabilă a polilor rotorici care, la momentul

respectiv de timp permite injecţia controlată a excitaţiei.

g. Prin blocul - releu de control al sincronismului RCS, se prelucrează

informaţia, din căderea de tensiune culeasă de pe rezistorul de descărcare; el este

implicit supus supratensiunii respective, la circulaţia curentului indus în rotor cu

sediul în înfăşurarea de excitaţie, închisă pe rezistorul de descărcare, la pornire.

h. Se stabilesc relaţiile dintre datele de catalog ale maşinii sincrone şi parametrii electrici ai schemei echivalente din axa longitudinală.

i. În lucrarea de faţă se stabileşte pentru prima data cu suficientă acurateţe expresia

curentului indus in rotor la demaraj asincron, discutând în raport cu parametrii

de interes - evoluţia temporală a acestui curent, în funcţie de alunecarea maşinii.

j. În lucrare se indică pentru prima dată în literatura de specialitate, familii de

curbe privind variaţia cu alunecarea a curentului indus rotoric - atenţia fiind

focalizată pe înfăşurarea de excitaţie;

k. Discuţia este făcută în legătură cu rezistenţa înfăşurării de excitaţie re, valoarea

rezistorului ra înserat la inelele colectoare discutată prin valoarea coeficientului

α = (re + ra )/re şi de asemenea cu rezistenţa coliviei de amortizare rD (care nu

lipseşte la motoarele sincrone de mare putere cu lansare de regim asincron din

domeniul comentat în această lucrare, al SPP)

6. BIBLIOGRAFIE

[1] Galan, N., Ghiţă, C., Cistelecan, I – Maşini electrice. EDP, 1980, 300 p. [2] Răduleţ, R., Opaski, M. – Proiectarea hidrogeneratoarelor şi motoarelor sincrone.Vol. I, ET Bucureşti, 1980, p.333 – 366. [3] Adkins B, Harley RG. Alternating Current Machines. Applications to Practical Problems. p.,Chapman & Hall, London, UK, 1979, 279 p. [4] Gheorghiu, I. S., Fransua, A. - Tratat de Maşini Electrice. Vol. IV: Maşina sincronă. EAR, Bucureşti, 1972, p.327 – 432. [5] Zărnescu, H. - Utilizarea optimală a motorului sincron în acţionări. ET Bucureşti, 1985, 200 p. [6] *** Biblioteca de programe MATLAB. [7] *** Motorul sincron - 4650 kW. Date de catalog ale firmei UCM Reşiţa, 1991. [8] *** Motorul sincron - 2 MW. Date de catalog ale firmei ELIN, Austria, 2004. [9] Guzun, B. D., Mucichescu, C., Chiracu, A. Automatizări în HidroEnergetică. ET Bucureşti, 1995, 272 p. [10] Guzun, B. D.,Gall, S.A., Darie, G., Olovinaru, D. Centrale, Staţii şi Reţele Electrice – CSRE. Elemente de bază. EAR, Bucureşti, 2005, 450 p. [11] Nedelcu, V. N. - Teoria conversiei electromecanice. ET Bucureşti, 1978, 290 p. [12] Kovacs, K.P. -Analiza regimurilor tranzitorii ale maşinilor electrice. ET Bucureşti,1980, 550 p.