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TRABAJO

FINAL DE GRADO

TÍTULO: Diseño de motor-generador de SRM-SRG mediante elementos finitos yMatlab/Simulink.

AUTOR: Daniel Sánchez González

TITULACIÓN: Grado en Ingeniería Eléctrica

DIRECTOR: Balduí Blanqué Molina

DEPARTAMENTO: Departamento de Ingeniería Eléctrica (DEE)

FECHA: Julio 2013

RESUMEN

En el proceso de diseño de cualquier maquina eléctrica, se debe de tener en cuenta aspectos de diferentes campos de la ingeniería. En el caso que se aborda en este proyecto, tratando los accionamientos de reluctancia autoconmutada SRM, se deben de tener en cuenta aspectos referentes a la electricidad, la electrónica, la mecánica y la regulación y control, siendo todos los aspectos de igual importancia para el correcto funcionamiento del accionamiento. En este proyecto se pretende presentar una metodología detallada que facilite el diseño completo del accionamiento con SRM, desde los requerimientos hasta el ajuste final y optimización del control necesario en la aplicación para la que ha sido concebido. Primeramente se realiza un estudio general sobre los accionamientos eléctricos y su principio de funcionamiento, así como del estado del arte de los mismos. Se propone la metodología de diseño que más tarde será validada. En la primera etapa de la metodología se exponen las principales variables y expresiones que dan forma a la geometría del motor, implementado una base de datos, para facilitar la tarea del cálculo a la hora de diseñar un nuevo accionamiento. Una vez generado el modelo geométrico más adecuado para el motor, se procede a realizar un estudio de las diferentes funciones y características de los controladores necesarios en este tipo de accionamientos. Para finalizar se realiza una explicación del sistema utilizado para efectuar la conversión de modo de funcionamiento tanto de motor como de generador. Se explican los programas de elementos finitos usados para implementar la estructura electromagnética calculada. Para validar la metodología de trabajo se diseña un motor desde el principio, a modo de ejemplo y posteriormente se ensaya el motor en diferentes entornos de trabajo a modo de comparación extrayendo de estos ensayos conclusiones que ilustran la utilidad del proyecto realizado.

Palabras clave:

SRM SRG Diseño Coupling to Simulink FLUX

Simulación Matlab/Simulink Generador Elementos Finitos accionamiento

ABSTRACT

The design process of any electrical machine, you should consider different aspects of engineering fields. In case of addressed in this project, talking about switching reluctance drives SRM, is required to consider issues relating to electricity, electronics, mechanics and the regulation and control, being all the aspects equally important for the correct operation of the drive. The aim of this project is to present a detailed methodology that facilitates the entire design with SRM drive, from requirements to the final adjustment and optimization of the necessary control in this application that it has been designed. Firstly, it is made a general study about electric drives and, its operation principle and also the state of art of this. It is proposed the design methodology and it will be validated later. In the first stage of the methodology there are exposed the main variables and expressions that such as the shape the geometry of the motor, implementing a database to facilitate the task of calculating the time of designing a new drive. After having generated the geometric model more suitable for the motor, it is proceed to conduct a study of the various functions and features of the necessary drivers in this type of drive. Finally there is an explanation about the used system to perform the mode conversion of both motor and generator. It is explained the finite elements programs used to implement the calculated electromagnetic structure. To validate the methodology of this task, it is designed a motor from the beginning and then it is tested in different working environments to compare and draw conclusions to justify the utility of the project done.

Key words:

SRM SRG Design Coupling to Simulink FLUX

Simulation Matlab/Simulink Generator Finite elements Drive motor

"El científico no tiene por objeto un resultado inmediato. Él no espera que sus ideas

avanzadas sean fácilmente aceptadas. Su deber es sentar las bases para aquellos que

están por venir, y señalar el camino".

NIKOLA TESLA

Agradecimientos.

Llegado este punto, querría agradecer a todas las personas que me han acompañado en el

camino:

A mi madre, por su cariño incondicional, dando tanto sin pedir nada a cambio.

A mi padre, por demostrarme en innumerables ocasiones, que sin esfuerzo nunca se obtiene

recompensa.

A mi hermana, por ser la pequeña alegría de mi casa.

A Miryam, por apoyarme siempre en mis decisiones y ser un apoyo moral en situaciones

difíciles.

A Rubén y Víctor, por acompañarme a lo largo de la carrera con momentos buenos y menos

buenos.

A Pedro y Jonathan, por hacer que esos días de simulaciones y redactados sean menos

aburridos.

A Balduí, por su esfuerzo y dedicación que ha gastado ofreciéndonos su ayuda.

Al departamento de ingeniería eléctrica, por ayudarnos en todo lo que hemos necesitado.

Y en definitiva, a todo aquel que se pueda haber cruzado en mi camino en este tiempo y me

haya hecho sentir más feliz.

ÍNDICE

Justificación .............................................................................................. 15

Objetivos .................................................................................................. 17

Metodología ............................................................................................. 19

Estructura ................................................................................................. 21

1.-Introducción a los motores y generadores de reluctancia

autoconmutada ........................................................................................ 23

1.1.-Motor de reluctancia autoconmutada (SRM). ............................................................................... 23

1.1.1.-Descripcion general del accionamiento. ...................................................................................... 23

1.1.3.-Estructura electromagnética ....................................................................................................... 24

1.1.4.-Convertidores estáticos de potencia. .......................................................................................... 26

1.1.5.-Detectores de posición. ............................................................................................................... 31

1.2.- Principio de funcionamiento. ....................................................................................................... 31

1.3.- Producción de par. ....................................................................................................................... 32

1.3.1.- Motor no saturado. ..................................................................................................................... 33

1.3.2.- Motor saturado. .......................................................................................................................... 35

1.4.- Característica par-velocidad. ........................................................................................................ 37

1.5.- Ventajas e inconvenientes de la utilización de accionamientos SRM. .......................................... 39

1.6.- Funcionamiento en zona motora y generadora............................................................................ 41

2.-Diseño de los accionamientos con SRM. .............................................. 45

2.1. Consideraciones a la hora de realizar el diseño de un motor SRM................................................. 45

2.2.2.- Influencia del número de polos. ................................................................................................. 45

2.2.3.- Influencia del entrehierro y recomendaciones. .......................................................................... 45

2.2.4.- Influencia del número de espiras y recomendaciones. .............................................................. 46

2.2.5.- Influencia de los ángulos polares estatóricos y rotóricos y recomendaciones. .......................... 47

2.2.6.- Influencia del yugo estatórico y rotórico, y recomendaciones. .................................................. 47

2.2.6.- Influencia en la elección del material magnético y recomendaciones. ...................................... 48

2.4.1. Parámetros a introducir. .............................................................................................................. 55

3.-Control. ................................................................................................ 61

3.1. Contenido. .................................................................................................................................... 61

3.1.- Angulo de disparo. ....................................................................................................................... 61

3.2.- Angulo de conducción. ................................................................................................................. 61

3.3.- Intensidad de referencia. ............................................................................................................. 62

3.4.- Control del accionamiento. .......................................................................................................... 62

3.4.1.- Control de pulso único. ............................................................................................................... 62

3.4.2.- Control de histéresis. .................................................................................................................. 62

3.4.3.- Control PWM. ............................................................................................................................. 62

3.5.- Estrategias de conmutación. ........................................................................................................ 62

3.5.1- Soft Choping. ................................................................................................................................ 63

3.5.2- Hard Choping. .............................................................................................................................. 63

3.6.- Consideraciones de diseño del controlador. ................................................................................ 63

3.7.- Control Simulink para Motor/Generador. .................................................................................... 64

3.7.1.- Bloque de regulación de corriente y control del convertidor. .................................................... 65

3.7.2.- Bloque de valor de resistencias. ................................................................................................. 67

3.7.3.- Bloque adaptador de señales. .................................................................................................... 68

3.7.4.- Bloque parámetros de FLUX. ...................................................................................................... 69

3.7.5.- Bloque de visualización de medidas instantáneas. ..................................................................... 70

3.7.6.- Bloque de medidas por workspace. ............................................................................................ 71

4.-Software de simulación. ....................................................................... 73

4.1.1. Análisis estático. .......................................................................................................................... 75

4.1.2. Análisis dinámico (Coupling). ...................................................................................................... 75

4.4.1. Comparación entre “look up tables” y Coupling to Simulink. ...................................................... 77

4.4.2.- Estudio de la solapación de dos fases. ........................................................................................ 80

4.4.3. Estudio de la solapación de tres fases ......................................................................................... 82

4.4.4. Estudio del flujo en la corona del estator cuando hay dos fases conduciendo. .......................... 84

4.4.5 Comparación Coupling y motor real ............................................................................................. 86

5.-Caso de estudio. ................................................................................... 89

5.1.- Proceso de diseño. ....................................................................................................................... 89

5.2.- Ensayos en zona motora. ............................................................................................................. 93

5.3.- Ensayos en zona generadora. ....................................................................................................... 96

6. Presupuesto ....................................................................................... 101

7.-Conclusiones. ..................................................................................... 103

8.-Futuras líneas de trabajo. ................................................................... 105

9.-Bibliografia. ........................................................................................ 107

Anexo A: Tutorial Flux 10 ....................................................................... 109

Creación de la Infinite Box ................................................................................................................. 118

Creación de regiones ......................................................................................................................... 120

Creación de la malla ........................................................................................................................... 123

Definición del proyecto como aplicación magneto estatica. .............................................................. 129

Creación de los materiales ................................................................................................................. 130

Descripción de cada una de las regiones. ........................................................................................... 134

Definición de Mechanical Sets. .......................................................................................................... 138

Creación del circuito del estator ........................................................................................................ 142

SIMULACION PARA LA OBTENCIÓN DE CURVAS DE COMPORTAMIENTO ESTÁTICO. .......................... 146

Obtención curva par............................................................................................................................. 148

Obtención curva flujo concatenado ..................................................................................................... 150

Exportación de curvas a Excel .............................................................................................................. 153

SIMULACIÓN PARA LA OBTENCION DE CURVAS EN MOVIMIENTO MEDIANTE “COUPLING TO

SIMULINK” ......................................................................................................................................... 155

Anexo B: Programas utilizados. .............................................................. 175

Justificación 15

Justificación

La idea de este proyecto nace por la necesidad de tener un espacio de trabajo intuitivo y

rápido para diseñar accionamientos con reluctancia autoconmutada (SRM), permitiendo su

validación funcionando tanto en modo motor como en modo generador (SRG).

Teniendo en cuenta que el diseño completo de un SRM es un trabajo complejo y

multidisciplinar debido a la gran cantidad de variables y conceptos a considerar en su uso, el

espacio de trabajo está compuesto por varias herramientas de difícil utilización. Se pretende

mejorar una serie de herramientas ya constituidas y crear nuevas para finalmente validar el

sistema de diseño propuesto y contribuir a facilitar la tarea de aprendizaje en este tipo de

accionamientos, teniendo en cuenta que la formación de ingenieros en este ámbito es costosa

en tiempo.

Se pretende prestar especial atención al diseño geométrico del motor, generando una base de

datos constituida a partir de la literatura existente y otros proyectos similares, que permita la

evaluación y validación en diferentes entornos de simulación, usando diferentes programas

de métodos numéricos o de elementos finitos, en los que se realizarán ensayos orientados a la

generación eléctrica.

Objetivos 17

Objetivos

El principal objetivo de este proyecto es el estudio y diseño de los accionamientos SRM,

orientados a la generación eléctrica SRG. También se tiene como objetivo la validación del

sistema mediante simulación interactiva.

Para la realización de este proyecto se definen diferentes objetivos:

· Estudio del principio de funcionamiento de los accionamientos SRM y la composición de los

mismos.

·Estudio de los diferentes métodos de control existentes para los accionamientos SRM

· Estudio del estado del arte de los accionamientos SRM

·Realización de una base de datos capaz de realizar los principales cálculos para crear la

geometría del motor.

·Utilización de programas de elementos finitos, tales como FLUX o FEMM, para la realización

de los cálculos electromagnéticos.

·Diseño de un motor SRM con configuración polar 8/6.

·Validar el sistema mediante los diferentes métodos de simulación comparándolos entre ellos.

·Mejorar esquemas de control existentes para la simulación orientándonos en la generación

eléctrica SRG.

Metodología 19

Metodología

Con el fin de cumplir con los objetivos del proyecto establecidos, se ha decidido crear unas

líneas de trabajo, las cuales funcionan de forma secuencial.

La primera línea de trabajo es la búsqueda de información. Esta búsqueda de información se

ha basado primeramente en el estudio del principio de funcionamiento de los accionamientos

SRM. También se ha estudiado el estado del arte y los componentes de los mismos.

Una vez adquiridos los conocimientos de principio de funcionamiento y teniendo en cuenta

todos los elementos de los cuales se compone un accionamiento SRM, se procede a realizar el

estudio del diseño geométrico del motor. Para este estudio se ha tenido en cuenta diferentes

proyectos y estudios realizados por el departamento GAECE (Grupo de Accionamientos

Eléctricos con Conmutación Electrónica) de la “Universitat Politecnica de Catalunya”.

Una vez estudiado el método de diseño y recogidas las recomendaciones para el mismo, se ha

decidido mejorar una base de datos con el programa “Microsoft Office Excel” para la

realización de diferentes diseños de SRM de manera rápida e intuitiva, siendo únicamente

necesario tener los requerimientos de funcionamiento del motor y seguir las recomendaciones

guiadas durante este proyecto.

Seguidamente se ha estudiado el funcionamiento del software de elementos finitos, tanto

FLUX como FEMM. En esta etapa se realizará un tutorial para la utilización de FLUX debido a la

complejidad de este y para continuar con la filosofía del departamento, la cual es que un

proyecto anterior sirva para mejoras en un proyecto futuro.

Para continuar con el estudio del accionamiento SRM y la utilización de las herramientas para

la realización del proyecto, se han estudiado los diferentes métodos de control, y

conjuntamente en los modelos creados por anteriores proyectistas en el programa Matlab en

el entorno Simulink, se han observado los comportamientos con los diferentes modos de

control. Una vez finalizada la etapa de estudio, se ha procedido al diseño completo de un

accionamiento SRM, empezando desde los requerimientos de funcionamiento del motor hasta

la simulación y validación del mismo. Para ello se ha utilizado primeramente la base de datos

mejorada, una vez finalizado el cálculo se ha utilizado una herramienta de dibujo (AutoCAD)

para la realización de la geometría del motor. Posteriormente esta geometría ha sido

importada al software de elementos finitos, donde se han especificados los materiales y las

características del motor. Una vez se ha tenido finalizada la estructura electromagnética del

motor, se han utilizado varias técnicas de simulación.

El motivo de la utilización de varias técnicas de simulación, ha sido la comparación entre la

simulación clásica llevada a cabo en anteriores proyectos llamada “Look up tables” y la

simulación interactiva con “Coupling to Simulink”. Una vez finalizadas las comparaciones, se ha

utilizado un tipo de control existente pero mejorado para la generación eléctrica.

Finalizado el proceso, se llevan a cabo las conclusiones obtenidas después del trabajo

realizado.

Estructura 21

Estructura

Capítulo 1.- Introducción a los accionamientos SRM.

En este capítulo se realizará una breve introducción en el funcionamiento del motor y todos

sus componentes a los cuales se referirán los capítulos posteriores. También se dará a conocer

el estado de arte de los mismos, justificando el porqué de la línea de trabajo escogida. Se

describe la metodología de diseño de motores adoptada en el trabajo, explicando todas las

partes que la componen, permitiendo conceptualizar cada una de las herramientas usadas

para este propósito.

Capítulo 2.- Diseño del motor SRM.

En este apartado se expone, el procedimiento de diseño, las ecuaciones necesarias y las

recomendaciones recopiladas de la literatura existente, también se describe el funcionamiento

de la base de datos realizada. Este capítulo tiene el fin de ilustrar paso a paso el diseño del

motor y explicar la herramienta utilizada para el diseño del mismo.

Capítulo 3.- Técnicas de control.

En este apartado se explicaran los diferentes tipos de control que podemos aplicar al

accionamiento. Este estudio en profundidad de los diferentes modos de control, nos ayudará a

la hora de escoger el convertidor y el modo de funcionamiento del mismo.

Capítulo 4.- Herramientas utilizadas.

En este apartado se explicará el trabajo realizado con los programas de elementos finitos

utilizados FLUX y FEMM. Se realizará una comparación entre los diferentes programas viendo

las ventajas e inconvenientes de cada uno. Se proponen diferentes alternativas de uso de FLUX

en régimen dinámico con “Coupling to Simulink” y en estático mediante el uso de “look up

tables”. Este último modo de funcionamiento ha sido usado clásicamente por otros

proyectistas del mismo departamento y se contrasta con las nuevas aportaciones.

Capítulo 5.- Caso de estudio.

En este capítulo se realizara el diseño la validación de un accionamiento SRM utilizando todas

las herramientas. El diseño se realizara partiendo de unos requerimientos y se continuara el

proceso hasta obtener los resultados. Una vez obtenidos los resultados de las simulaciones se

podrán comparar con los resultados del modelo físico experimental que es igual al simulado, el

cual está instalado en el departamento de investigación GAECE.

22 Estructura

Capítulo 6.- Conclusiones.

En este apartado se explicaran todas las conclusiones que se han obtenido a lo largo del

proyecto.

Capítulo 7.- Futuras líneas de trabajo.

Se explicarán trabajos realizados paralelamente al desarrollo del PFG, que pueden llegar a ser

de interés para nuevas formas de trabajo y posibles proyectos a llevar a cabo.

1.-Introducción a los motores y generadores de reluctancia autoconmutada 23

1.-Introducción a los motores y generadores de reluctancia

autoconmutada

En este capítulo se realizará una breve introducción en el funcionamiento del motor y todos sus componentes, también se dará a conocer el estado de arte de los mismos. El propósito del capítulo es dar una vista general de lo que existe y como funciona para facilitar la comprensión de los siguientes capítulos.

1.1.-Motor de reluctancia autoconmutada (SRM).

1.1.1.-Descripcion general del accionamiento.

El motor de reluctancia autoconmutada (Switched Reluctance Motor) de ahora en adelante

SRM, es un motor de corriente continua sin escobillas constituido por un rotor y un estator,

ambos con polos salientes construidos mediante el apilamiento de chapas de material

electromagnético. La excitación del motor se produce a través de unos enrollamientos

dispuestos en las ranuras del estator diametralmente opuestas. Siendo el número de espiras,

el número de vueltas que se da al enrollamiento en el polo estatórico. De manera que si se

crea una diferencia de potencial en bornes de una fase, circulara una corriente, generando en

el enrollamiento un flujo magnético que atraerá el polo saliente rotórico más cercano,

intentando reducir la reluctancia creada por el aire y aumentando la inductancia, haciéndolo

girar a medida que vamos conmutando las siguientes fases.

El esquema del accionamiento será el siguiente:

Figura 1.1- Esquema del accionamiento SRM

24 1.-Introducción a los motores y generadores de reluctancia autoconmutada

Figura 1.2- Motor SRM 12/8 de 3 fases

La constitución del accionamiento SRM no se contempla solamente con el motor, este necesita

un control para poder conmutar las fases, sabiendo el controlador en cada momento la

posición del rotor, haciendo-lo girar en el sentido deseado.

1.1.3.-Estructura electromagnética

Las configuraciones del SRM dependen del número de polos salientes tanto en el estator como

en el rotor, el nombre de las diferentes configuraciones se determina de la manera siguiente:

(Ns/Nr). Donde Ns es el número de polos en el estator y Nr es el número de polos en el rotor. La

relación de polos tiene que ser la siguiente:

[1.1] ( ) [1.2]

Dónde:

m=número de fases del motor.

k=coeficiente de multiplicidad (2k representa los polos de cada fase).

En definitiva se puede observar que el nombre de polos en el estator influye en las fases que

tendrá el motor. De esta manera también influirá en el número de interruptores, que habrá en

el convertidor estático de potencia.

El ángulo de paso de giro del rotor se encontrara con la siguiente expresión:

[1.3]

Entonces el número de pasos que tendrá que dar el rotor para completar una revolución será:

[1.4]


La frecuencia a la que podrán trabajar los interruptores se expresa de la manera siguiente:

[1.5]

Dónde:

N= es la velocidad en rpm o min-1

Es recomendable para no tener grandes frecuencias de conmutación ni tener aparatos

demasiado sofisticados que el número de polos del rotor sean inferiores a los del estator. Las

configuraciones más habituales, que garantizan el arranque y la reversibilidad del sentido de

giro del motor, son las siguientes:

Motor SRM 6/4. 3 fases Motor SRM 8/6. 4 fases Motor SRM 12/8. 3 fases

Figura 1.3- Estructuras magnéticas SRM más habituales.

Como observamos no se contemplan configuraciones con menos de 3 fases, esto es debido a

que para garantizar el arranque sea cual sea la posición del rotor y también la reversibilidad de

giro del rotor, se requieren como mínimo 3 fases.

A partir de ahora y en todo el documento, hablaremos de dos posiciones importantes de este

motor. Estas son posición alineada y desalineada.

La posición alineada es cuando el polo estatórico y el polo rotórico están encarados, siendo la

inductancia máxima y la reluctancia mínima. La posición la podemos ver en la siguiente figura:

Figura 1.4(a)- Posición alineada


La posición no alineada es cuando el polo rotórico no está alineado con ningún polo estatórico,

en esta posición la reluctancia es máxima y la inductancia es mínima. Se puede observar esta

posición en la siguiente figura:

Figura 1.4 (b)- posición no alineada

1.1.4.-Convertidores estáticos de potencia.

El convertidor estático es el encargado, a través de las señales que recibe del controlador, de

generar la señal adecuada para controlar el motor.

El funcionamiento del convertidor estático de potencia se basa en abrir y cerrar los

interruptores, en el orden que le indique el controlador, el cual sabe en todo momento cual es

la posición del rotor, la conmutación entre fases dependerá de la velocidad a la que tenga que

ir el motor. Los interruptores utilizados en estas aplicaciones dependiendo de la potencia que

tienen que subministrar, para potencias inferiores a 1kW se utilizaran MOSFET’s y para

potencias superiores son más utilizados los IGBT’s

Otra función que tiene encargada es la de garantizar la rápida desmagnetización de las fases

del motor, haciendo que el campo magnético generado en los polos de la fase que deja de

conducir, dejen de existir y así evitar de producir un par en el sentido contrario al que

queremos que gire el rotor.


Existen diferentes tipos de convertidores, dependiendo de sus modos de operación y las

características del accionamiento a utilizar, pero los convertidores más habituales son: el

convertidor Miller, el convertidor unipolar y el convertidor clásico.

Figura 1.5(a): Convertidor clásico

Fase

A

VDC

0V

Fase

B

Fase

C

DA DB DC

IA IB IC

RA RB RC

Figura 1.5 (b): Convertidor unipolar

DAI

D IA

Fase

A

VDC

0V

Fase

B

Fase

C

DB

IB

DC

IC

Figura 1.5(c): Convertidor Miller

Todos los convertidores tienen sus ventajas y desventajas respecto a los otros. Podemos

contemplar diferencias significativas por ejemplo en el convertidor clásico es necesario tener

acceso a las 2 partes de la bobina de cada fase, en cambio en los otros 2 convertidores


solamente hace falta tener acceso a un punto común de las fases. También puede ser un

aspecto negativo el hecho que en el convertidor clásico tiene que tener más interruptores y

eso implica un aumento en el precio del convertidor, pero será una ventaja si observamos que

el hecho de tener más interruptores el control es mayor.

En el convertidor clásico podemos observar que tendremos 5 estados diferentes dependiendo

de la posición de sus interruptores. Los 5 estados se describen seguidamente. Para la

explicación de cada uno de los estados observaremos una sola fase y simplificaremos el

esquema utilizando interruptores convencionales en lugar de interruptores de estado sólido

representados con la letra “I” y diodos representados con la letra “D”:

1.-El primer estado seria con todos los interruptores de estado sólido y los diodos no conducen

por lo tanto es como si todos los elementos estuvieran como interruptores convencionales

abiertos. La tensión que encontraremos en el bus será de 0V. En este estado se encontrara

esta fase, cuando el motor este parado o esté otra fase en funcionamiento.

Figura 1.6(a): Esquema simplificado por fase del convertidor clásico. Estado 1

2.- En el segundo estado conducen los dos interruptores de estado sólido alimentando de esta

manera la fase del motor. El valor de la tensión en este caso será VDC.

Figura 1.6(b): Esquema simplificado por fase del convertidor clásico. Estado 2


3.- En el tercer estado se cierra el interruptor de estado sólido inferior y conducen el

interruptor de estado sólido superior y el diodo, cortocircuitando el circuito y provocando que

la energía almacenada en la bobina de la fase del motor se disipa en forma de calor. A este

estado se le llama fase de libre circulación. La tensión de fase será 0V.

Figura 1.6(c): Esquema simplificado por fase del convertidor clásico. Estado 3

4.- En este estado conducen el interruptor de estado sólido y el diodo complementarios al

estado anterior

Figura 1.6(d): Esquema simplificado por fase del convertidor clásico. Estado 4


5.- En este estado los interruptores de estado sólido están abiertos y solamente conducen los

diodos. La corriente toma el sentido en la misma dirección que en el estado 2 por lo tanto la

energía almacenada en la bobina vuelve a la fuente de alimentación y la tensión en la fase será

de -VDC.

Figura 1.6(e): Esquema simplificado por fase del convertidor clásico. Estado 5

Ventajas del convertidor Clásico:

-Es posible alimentarlo con corriente continua, o con corriente alterna a través de un

rectificador trifásico no controlado y un filtro.

-Es posible aplicar sobre las bobinas una tensión positiva, negativa o nula.

-Gran tolerancia a las faltas

-Independencia entre las fases

-Multitud de posibilidades sobre el control.

Desventajas del convertidor Clásico:

-Requiere un número elevado de interruptores de estado sólido.

-Requiere un número elevado de floating gate driver

- Cada fase del SRM tiene que soportar la tensión de la fuente de tensión menos la caída de

tensión que se produce en los interruptores de estado sólido, por lo tanto en aplicaciones

donde la fuente de alimentación tiene una tensión baja se reduce la tensión aplicada en

bornes de la fase.


1.1.5.-Detectores de posición.

Como se ha dicho anteriormente el funcionamiento de este motor se debe a la conmutación

de las fases según la posición del rotor comparado con la del estator. Para saber cuándo hay

que activar una fase u otra utilizaremos los detectores de posición. Dependiendo de la

aplicación de nuestro dispositivo podremos escoger entre diferentes tipos de detectores. Para

aplicaciones en las cuales necesitemos mucha precisión utilizaremos encoders o resolvers. En

el caso que no se necesite tanta precisión podremos utilizar 3 opto interruptores fijos a la

carcasa del estator, asociados a su vez a un disco ranurado girando solidario al eje del rotor.

Encoder incremental Detalle de opto interruptor con disco ranurado para un SRM 6/8

Figura 1.7: Imágenes de detectores de posición.

1.2.- Principio de funcionamiento.

Como se ha descrito anteriormente el giro del motor se produce, debido a que los polos

rotóricos van en busca de la mínima reluctancia y por lo tanto la máxima inductancia. De esta

manera para que se produzca el giro completo del rotor únicamente se tendrán que activar las

fases del estator en la secuencia correcta.

Normalmente el inicio de conducción de cada fase coincide cuando el polo del rotor está cerca

de la posición de máxima reluctancia, y la conducción de esta fase se mantendrá un

determinado ángulo de paso ( ).

El ángulo recorrido por el rotor después de activar todas las fases se le denomina ciclo rotórico

y viene dado por la siguiente expresión:

[1.6]


Figura 1.8: Evolución inductancia idealizada, ángulo de paso, corriente y tensión de fase.

1.3.- Producción de par.

Primero tenemos que tener en cuenta la ecuación por fase del motor SRM:

[1.7]

Siendo:

V= Tensión de fase

Rf= Resistencia de fase

I= Corriente

ψ= Flujo concatenado


También debemos de familiarizarnos con el concepto de saturación. Este efecto se manifiesta

en los materiales magnéticos, por encima del nivel de saturación por mucho que aumentemos

el campo magnético no variará la inducción del material. Esto se puede comprobar en la

gráfica de cualquier material electromagnético donde vemos que la función a medida que

avanza el campo magnético (H), la inducción aumenta asintóticamente hasta encontrarse con

la inducción de saturación.

Figura 1.9: Ejemplo de curva de magnetización y punto de saturación.

1.3.1.- Motor no saturado.

Considerando que la chapa del motor no está en saturación, podremos decir que la

inductancia no depende de la corriente que traspasa la bobina y entonces tendremos el flujo

concatenado:

[1.8] Dónde:

θ es la posición rotórica.

Menospreciando la caída de tensión en la resistencia del estator y asumiendo linealidad

magnética, la ecuación principal seria:

[1.9]

De esta manera tenemos que la tensión del estator es una tensión proporcional a la derivada

de la corriente que traspasa la bobina respecto al tiempo y una fuerza contra electromotriz

proporcional al producto de la velocidad y la corriente.

Para obtener la potencia del motor, solamente tendremos que multiplicar por la corriente.


[1.10]

Reescribiendo la ecuación obtenemos:

( )

[1.11]

Con esta expresión podemos comprobar que la potencia absorbida está compuesta por 2

componentes la primera es la referente a la energía almacenada en el motor en forma de

campo magnético y la siguiente es la potencia mecánica del motor asociada a la fuerza

electromotriz.

Por lo tanto si tenemos el término anterior como potencia mecánica y lo asociamos a la

expresión que determina la potencia mecánica interna del motor tenemos que:

( )

[1.12]

Y comprobamos la ecuación que determina la potencia mecánica interna del motor:

[1.13]

Podemos decir que el par viene dado por la siguiente expresión:

( )

[1.14]


De estas expresiones podemos extraer las siguientes conclusiones:

- El par se produce por la tendencia del circuito magnético a adoptar la posición con la

mayor inductancia posible

- El par será pulsante e independiente del sentido de la corriente

- Se generara par motor (en el mismo sentido del movimiento) o de frenado (contrario

al sentido del movimiento) dependiendo de la secuencia de conmutación de las fases.

Figura 1.9: Evolución inductancia y el par según el ángulo de paso del motor.

1.3.2.- Motor saturado.

Como se ha descrito anteriormente, el efecto de la saturación magnética provoca que no

exista linealidad magnética en el material. Por ello vamos a ver la no linealidad de la

inductancia y la relación inversa de esta con la corriente. Este hecho se produce por la

saturación del circuito magnético. Lo podemos observar en las curvas de flujo concatenado.

Figura 1.10: Evolución inductancia y el par según el ángulo de paso del motor a diferentes corrientes


Figura 1.11: Evolución del flujo concatenado según la corriente y diferentes posiciones.

A partir de las curvas de flujo concatenado también podemos identificar un término que nos

ayudara en la evaluación del comportamiento del motor, como es el par medio [TOR02].

El par medio proporcionado al eje será directamente proporcional al área W (también llamado

ciclo de conversión de la energía), como podremos apreciar en la siguiente figura, y su

expresión es la siguiente:

[1.15]

Figura 1.12: Ciclo de conversión de energía.


Esta área representa la cantidad de energía mecánica que aporta el motor cada stroke

(desplazamiento del motor provocado cada vez que se produce el cambio en la conmutación

de fases).

Existen diferentes alternativas para la obtención de un par mayor, consiguiendo una mejor

relación entre la inductancia máxima y mínima:

-Fuertes saturaciones en el motor para posiciones alineadas (utilizando materiales con mayor

inducción de saturación)

-Elevadas pendientes en la zona lineal para el flujo concatenado en la posición alineada

(materiales con mayor permeabilidad relativa en la zona lineal (de no saturación) de la curva

de magnetización)

-Reduciendo la pendiente del flujo concatenado en la posición de no alineamiento (Variando la

estructura electromagnética del motor).

1.4.- Característica par-velocidad.

Teniendo en cuenta las ecuaciones anteriores, podremos encontrar la característica par-

velocidad de los motores SRM y ver las posibilidades que tenemos de controlarla. Antes

haremos una hipótesis del comportamiento del sistema:

- Maquina no saturada.

- Resistencia de fase despreciable.

- Caída de tensión en los interruptores de estado sólido del controlador negligible.

- Corriente idealizada de forma rectangular durante el ángulo de conducción θc(una

tercera parte del ciclo rotórico τ)

Figura 1.13: Evolución real e ideal de la corriente durante un ángulo de conducción Θc.


A partir de la ecuación de fase de motor y de las hipótesis realizadas, tendremos que:

[1.16]

Dónde:

[1.17]

Para calcular el par medio del motor, lo realizaremos de la siguiente manera:

∫

∫

∫

[1.18]

Siendo la corriente eficaz:

√

∫

√

√

[1.19]

Por lo tanto la ecuación del par medio quedaría:

(

)

[1.20]

De esta expresión podemos extraer la conclusión que la característica par-velocidad de un

accionamiento SRM se dividirá en 3 partes, en la siguiente figura se pueden observar las 3

etapas y los controles de estas zonas:

Figura 1.14: Característica par-velocidad de un accionamiento SRM


1.- Zona de par constante.

En esta zona podemos trabajar con un margen de velocidades y el par siempre será constante,

la máxima velocidad que se puede alcanzar en esta zona, con la tensión de alimentación

máxima, es la velocidad base (wb). A velocidades muy bajas podemos obtener un incremento

del par, manteniendo la tensión constante e incrementando la corriente, como consecuencia

del bajo valor de las perdidas en el hierro (Marcado en la gráfica con una línea discontinua).

Las expresiones de esta zona son:

[1.21]

[1.22]

[1.23]

2.- Zona de potencia constante.

Entre wb y wv trabajaremos a potencia constante incrementando el ángulo de conducción (con

un valor máximo recomendado del 0,5·τ=θc). Las ecuaciones para esta zona son:

( ) [1.24]

[1.25]

[1.26]

3.- Característica natural.

Sobrepasando la velocidad wv no es posible controlar el motor y este seguirá su característica

natural. Las expresiones de la característica natural serán:

[1.27]

[1.28]

1.5.- Ventajas e inconvenientes de la utilización de accionamientos SRM.

Analizando, las ventajas y los inconvenientes de la utilización de los motores SRM [AND04]:

Ventajas

- Construcción mecánica sencilla y robusta.


- Bobinados estatóricos concentrados.

- La ausencia de bobinados e imanes rotóricos hace que tenga una baja inercia y pueda

alcanzar grandes velocidades.

- La mayoría de pérdidas se producen en el estator esto hace que sea fácil de refrigerar

y no existan problemas por trabajar a altas temperaturas.

- El par es independiente del sentido de la corriente, esto permite que se pueden

eliminar interruptores de estado sólido en ciertas aplicaciones.

- La mayoría de controladores utilizados con SRM son tolerantes con las faltas.

- En caso de falta el circuito está abierto y las corrientes de cortocircuito son bajas.

- Elevado rendimiento, buena relación par/volumen y par/inercia.

- Característica par-velocidad adaptable dependiendo de la aplicación.

Inconvenientes

- Requiere un número elevado de terminales y conexiones.

- El par motor muestra un rizado de par, esto es por la naturaleza pulsante del control.

- Es un accionamiento ruidoso.

- La estructura electromagnética necesita alimentarse a través de un convertidor y

necesita controladores de posición y reguladores electrónicos.

- Complejo proceso de diseño.

- Necesaria una excitación.


1.6.- Funcionamiento en zona motora y generadora.

Como se ha explicado anteriormente, el accionamiento en forma motora SRM, trabaja

buscando la máxima inductancia y mínima reluctancia, con esto, y observando la fórmula de la

obtención del par, podemos ver que lo idóneo es disparar la fase desde el punto de no

alineamiento hasta el punto de máximo alineamiento, ya que en la gráfica de inductancia

según la posición rotórica la pendiente de la inductancia es positiva.

Figura 1.15: Gráfica de inductancia idealizada para una fase y recomendación del disparo de la fase para la zona motora

girando el motor en sentido horario.

La fórmula de obtención de par del motor SRM:

( )

[1.14]

Por lo tanto el par será positivo y funcionará como motor. Y podemos comprobar cómo el

sentido de la corriente por la fase es irrelevante. Analíticamente, podemos comprobar que, a

mayor ángulo de inicio, mayor es el valor de la inductancia, y por lo tanto, mayor es el valor de

la constante de tiempo eléctrica de la fase, debido a que esta constante de tiempo sigue la

siguiente expresión:

[1.29]

Esto se traduce en que para alcanzar el mismo valor de corriente el tiempo que debe

transcurrir es mayor, lo que no es posible debido a la desactivación de la fase. Indirectamente,

otro aspecto que afecta al valor de la corriente es la velocidad de rotación del motor, ya que la

fuerza electromotriz (e) del motor es directamente proporcional al valor de la velocidad

[DEL12].

[1.30]


Y el valor de tensión de alimentación del motor será constante, ya que proviene de la batería,

a medida que la velocidad del motor vaya en aumento, la intensidad del mismo decrecerá y a

su vez el par también.

Figura 1.16: Demostración del efecto de la velocidad en la corriente del motor en la zona motora.

La gráfica del accionamiento SRM en el modo de funcionamiento en modo motor es similar a

la siguiente:

Figura 1.17: Gráfica de corriente y par para un SRM en modo motor.

La forma de esta gráfica variara dependiendo de la apertura de los ángulos de disparo, de la

velocidad que lleve el motor y de la carga que este arrastrando.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 750

5

10

15

20

25

30

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D


Para el modo de funcionamiento del accionamiento como generador (SRG), la fase tendrá que

entrar en acción en el intervalo desde la parte de alineamiento total hasta la zona de no

alineamiento, variando la amplitud de ángulos dependiendo de la potencia que queramos

absorber. Esta regulación se realizara teniendo en cuenta la batería de la que disponemos y su

voltaje nominal. Este intervalo de disparo de la fase también lo podemos observar en la gráfica

idealizada de la inductancia para una fase, donde este intervalo abarca la pendiente negativa

de la inductancia.

Figura 1.18: Gráfica de inductancia idealizada para una fase y recomendación del disparo de la fase para la zona generadora

girando el motor en sentido horario.

Como se ha observado anteriormente en el funcionamiento en zona motora, el valor de la

inductancia, en el punto donde el polo del rotor con el polo de estator están alineados, es

máxima, mientras que en el punto de no alineamiento la inductancia es mínima. Si se desea

generar, en algunos casos es interesante realizar el disparo antes de que rotor y estator estén

completamente alineados, porque esto implicará que la bobina cargue corriente más rápido

puesto que la constante de tiempo eléctrica es más grande.

La gráfica del accionamiento SRM en el modo de funcionamiento en modo generador es

similar a la siguiente:

Figura 1.19: Gráfica corriente y para para un accionamiento SRM en modo generador.

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 1350

10

20

30

40

50

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135-8

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

2.-Diseño de los accionamientos con SRM 45

2.-Diseño de los accionamientos con SRM.

En este apartado se expone, el procedimiento de diseño, las ecuaciones necesarias y las

recomendaciones recopiladas de la literatura existente, también se describe el funcionamiento

de la base de datos realizada. Este capítulo tiene el fin de ilustrar paso a paso el diseño del

motor y explicar la herramienta utilizada para el diseño del mismo.

2.1. Consideraciones a la hora de realizar el diseño de un motor SRM.

2.2.2.- Influencia del número de polos.

Es sabido que la influencia del número de polos [TOR02] [KRI01]. El número de polos (NS/NR)

del motor de SRM va directamente relacionado con el número de interruptores que deberá de

contener su controlador. Por esta razón si se produce un aumento del número de polos

también aumentara el coste del convertidor, se dificultara el montaje del motor sobre todo en

el momento de insertar las bobinas en el estator e incrementaremos las perdidas den el hierro

debido al aumento de la longitud del circuito magnético. Por contraposición podemos observar

que el aumento de los polos hace que se reduzca el rizado de par, un problema común en los

motores SRM.

2.2.3.- Influencia del entrehierro y recomendaciones.

A la hora de decidir la longitud del entrehierro del motor debemos de tener en cuenta que al

aumentar el entrehierro disminuimos el par del motor y de su relación con la corriente, esto

significa que para alcanzar un mismo nivel de par necesitaremos una corriente más elevada.

Habitualmente como valor de experiencia podemos decir que las máquinas de pequeña

potencia tienen un entrehierro que oscila desde 0,18mm a 0,25mm mientras que en máquinas

de mediana y gran potencia tienen un entrehierro entre 0,3mm y 0,5mm [KRI01]. Con un

entrehierro pequeño aumentara el rendimiento y también aumentara el rizado de par. Se debe

de tener en cuenta que no es posible hacer el entrehierro muy pequeño porque dificultarían

aspectos constructivos y mecánicos.

46 2.-Diseño de los accionamientos con SRM.

2.2.4.- Influencia del número de espiras y recomendaciones.

Utilizar un número elevado de espiras (Np) provoca un aumento del par y una mejora en la

relación par/corriente.

Dependiendo de la aplicación del motor se puede saber las condiciones de trabajo de este y el

tipo de refrigeración que tendrá, con estas premisas se escogerá el tipo de motor.

Normalmente en los motores de pequeña potencia se utiliza hilo de cobre esmaltado mientras

que en mediana y gran potencia se utilizan pletinas de cobre esmaltadas lo que hace que se

puedan mantener corrientes elevadas y que la disposición de las bobinas no sea tan

problemático al quedar completamente encajadas y no desaprovechar espacio en la ventana.

Con el hilo de cobre esmaltado existe una superficie desaprovechada debido a la sección

redonda del conductor, como se puede apreciar en la siguiente figura:

Figura 2.1: Optimización de espacio con pletina y con hilo de cobre.

El aprovechamiento del espacio en la ventana lo podemos medir como se muestra en el

siguiente ejemplo:

Figura 2.2: Ejemplo de ventana con un solo conductor.


[2.1]

[2.2]

[2. 3]

[2.4]

Este coeficiente de aprovechamiento seria si el conductor ocupara todo el espacio disponible

pero debido al proceso de fabricación del bobinado no se puede llegar a ocupar todo el

espacio, por ello se aplica el coeficiente de ventana (Cu) que oscila entre el 40 y 60%.

2.2.5.- Influencia de los ángulos polares estatóricos y rotóricos y recomendaciones.

Para la mejora del par y la relación del par con la corriente y el rendimiento, podemos

aumentar el ángulo polar rotórico (βR) un valor ligeramente superior al del estator. Esto se

produce debido a que aumenta las relaciones de inductancia máxima y mínima que se dan en

la posición alineada y desalineada respectivamente.

En el caso que de utilizar ángulos polares rotóricos pequeños o que se incrementen los dos a la

vez provocara un aumento del consumo de corriente y posible dificultad en el arranque y la

reversibilidad. También provocara la disminución del área de ventana para la ubicación de las

bobinas y dificultara la capacidad de albergar las bobinas. Los valores recomendados para las

diferentes estructuras son:

NS/NR m βR βS

6/4 3 30ᵒ 32ᵒ

8/6 4 21ᵒ 23ᵒ

12/8 3 15ᵒ 16ᵒ

Tabla 2.1: Recomendaciones de ángulos polares estatóricos y rotóricos.

2.2.6.- Influencia del yugo estatórico y rotórico, y recomendaciones.

La modificación de los yugos del estator y del rotor a partir de ciertos niveles puede dar

problemas. En el caso de disminuir el yugo de cualquiera de los 2 provocara que exista una

sobre saturación en esa parte del circuito comparado con otras partes del circuito magnético.

En el caso de aumentar demasiado el yugo del estator provocara que el área ventana para la

colocación de bobinas disminuya. A parte, es bueno saber que a partir de determinado valor

de los yugos, no se produce ninguna mejora en agrandar-los.


La recomendación de la medida del yugo del estator, teniendo en cuenta la robustez mecánica

y la minimización del ruido debido a las vibraciones estará en el intervalo de [KRI01]:

[2.5]

El yugo del rotor vendrá determinado por un intervalo que favorezca en los valores más altos

de inductancia máxima y mínima, y que debido a su tamaño la largada de los polos sean

menores para disminuir las vibraciones, este intervalo será [KRI01]:

[2.6]

2.2.6.- Influencia en la elección del material magnético y recomendaciones.

La inducción de saturación y la permeabilidad relativa producen una mejora en el par, la

relación del par con la corriente y el rendimiento. La curva de inducción de cualquier material

será parecida a la siguiente:

Figura 2.3: Curva característica del material ferromagnético.

La elección del material ferromagnético de la chapa es un compromiso a la hora de diseñar y

se ha de escoger teniendo en cuenta las cualidades de la chapa y el precio de la misma.

En aplicaciones de máquinas rotativas se suele utilizar acero con silicio o acero eléctrico no

orientado que a diferencia del orientado tiene propiedades magnéticas isotrópicas es decir

iguales en todas las direcciones. Y en máquinas rotativas la dirección del flujo magnético no es

rectilínea.

La construcción del rotor o del estator está compuesta de varias láminas. Cada lamina puede

medir desde 0,35mm hasta 0,65mm (según el estándar europeo EN 10106, 2007).

Para saber las características de las chapas magnéticas nos tenemos que fijar en el nombre

comercial que tienen, debido a que utilizan una nomenclatura específica que es la siguiente:


Por ejemplo nos encontramos con una chapa cuyo nombre comercial es M600-50A, podemos

decir por la primera cifra (600) que se trata de un material que tiene 6W/kg de pérdidas en el

hierro a una inducción de 1,8T y frecuencia de 50Hz. Por la segunda cifra sabemos el grosor del

material (50) en este caso tendrá un grosor de 50mm. El valor de pérdidas en el hierro, en el

caso del diseño de un motor SRM no sería útil debido a que se alimentan a corriente continua.

2.3. Procedimiento del diseño de un accionamiento SRM.

EL proceso del diseño de un motor SRM se iniciara, conociendo la aplicación exacta en la que

se va a utilizar dicho motor. Se deben de conocer datos dimensionales, como la longitud y el

diámetro del motor, de esta manera podremos. Para conocer la longitud del motor deberemos

conocer el emplazamiento del motor para conocer con certeza la medida de la carcasa.

Teniendo en cuenta la medida de la carcasa podremos decir que esta carcasa será

aproximadamente 2 veces la longitud del paquete de chapas (Longitud real del motor (L)).

Esto es debido a que se tienen que tener en cuenta las cabezas de bobina, que son a su vez la

vuelta que da la bobina y sobresalen del rotor. Esto lo podemos apreciar en el siguiente

esquema.

Figura 2.4: Sección longitudinal de un motor SRM.

Otro dato del dimensionamiento del motor es el diámetro exterior del rotor (Dee).

Las características nominales del motor es un dato importante para realizar el diseño. Estas

serán la potencia útil del motor (Pu), la velocidad con esta potencia (ω) la tensión a la que

alimentaremos el motor (V) que esto vendrá determinado por la batería que utilicemos y el

rendimiento (η).

El siguiente paso que se debe de determinar es la configuración polar del motor, asignando

número de polos de estator y de rotor (NS/NR). También según esta configuración sabremos el

número de fases del motor.


Siguiendo estos pasos y las recomendaciones [AND05] podremos determinar el diámetro

exterior del rotor (D) con la referencia del diámetro exterior del estator (Dee) y su

configuración polar, con los coeficientes que observamos en la siguiente tabla:

Configuración polar Dee/D

6/4 0,5

8/6 0,53

12/8 0,57

Tabla 2.2: Recomendaciones de relación entre Dee y D.

Cuando tenemos el valor del diámetro exterior del rotor podremos conocer un dato que nos

dará la información de un parámetro de óptimo diseño (λ).

[2.7]

El valor óptimo de λ debe de ser:

[2.8]

Para continuar con el diseño del motor realizaremos el cálculo del coeficiente de utilización del

motor (C). Este coeficiente es la relación del par que obtenido del motor, entre el volumen

rotórico del mismo.

[

] [2.9]

En el caso de un motor de rotor interior el volumen del rotor vendrá definido por la siguiente

expresión:

[ ] [2.11]

Y el par del motor será tal que:

[ ]

[2.12]


Con este dato, se podrá extraer mediante una tabla de recomendación la aplicación del motor

[MILL93].

Tabla 2.3: Valores del coeficiente de utilización (C) y sus aplicaciones.

Con esta comprobación podremos decidir si las medidas de nuestro motor son idóneas para

nuestra aplicación. Si esta todo correcto procederemos a la elección el material

electromagnético del cual se conformara el estator y el rotor. Para la determinación de este

material cogeremos del material que escojamos la inducción máxima de saturación por un

polo (Bps), el coeficiente de apilamiento (kfe) y también la densidad del material utilizado para

después poder calcular el peso total de nuestro motor.

La longitud del entrehierro se determinara con la siguiente expresión:

[2.13]

Por lo tanto sabiendo el valor del diámetro exterior del rotor (D) y el entrehierro ( ), sabemos

el diámetro del entrehierro del estator (D’).

[2.14]

En la elección de los ángulos polares estatóricos βs y rotóricos βs podemos optar por las

recomendaciones adquiridas por experiencia, como hemos explicado anteriormente:

NS/NR m βR βS

6/4 3 30ᵒ 32ᵒ

8/6 4 21ᵒ 23ᵒ

12/8 3 15ᵒ 16ᵒ Tabla 2.1: Recomendaciones de ángulos polares estatóricos y rotóricos.

Pero existen unas expresiones para definirlos [AND05]:

Siendo la siguiente para la determinación del ángulo polar estatórico:

[ ]

[2.15]

Aplicación C (kNm/m3)

Pequeños motores totalmente cerrados 2,5-7

Motores industriales 7-30

Servomotores 15-50

Motores para aplicaciones aeroespaciales 30-75

Grandes motores con refrigeración liquida 100-250


Por lo tanto la anchura del polo estatórico será:

( ) (

)

[2.16]

Y el ángulo polar rotórico:

[( ) (

)

] [ ]

[2.17]

Y la anchura del polo rotórico se obtendrá:

(

)

[2.18]

En la determinación de los yugos del estator (YS) y del rotor (YR) se utilizaran las siguientes

expresiones:

( )

[2.19]

( )

[2.20]

El diámetro del eje vendrá determinado por las características de prestaciones del motor:

√

[2.21]

Donde la potencia deberá de ser en vatios (W) y la velocidad angular en radianes por segundo

(rads/s), las unidades del resultado del diámetro del eje, serán en milímetros (mm).

Para finalizar la construcción geométrica se calculara la largada de los polos del estator (LPS) y

del rotor (LPR), que vienen determinados por la siguiente expresión:

( )

[2.22]

( )

[2.23]


A continuación se calculará las especificaciones del bobinado de alimentación del motor.

Se empezara calculando el número de espiras por polo (NP), con la siguiente expresión:

[2.24]

Estando la longitud del paquete de chapas del motor (L) en metros.

Sabiendo el número de espiras por polo (NP), podremos saber el número de espiras por fase

(NF):

[2.25]

La sección del conductor se calculara sabiendo el valor de corriente en valor RMS (iRMS) que

circulara por él, y de la estimación de una densidad de corriente (Δ) extraída según las

condiciones de trabajo y refrigeración del motor a diseñar, las estimaciones las extraeremos de

la siguiente tabla:

Método de refrigeración Δ (A/mm2)

Motores cerrados sin ventilador 4,7-5,4

TEFC 7,8-10,9

Ventilador exterior 14-15,5

Refrigeración liquida 23,3-31

Tabla 2.4: Valores de densidad de corriente según la refrigeración.

El valor de la corriente lo podemos extraer de la siguiente expresión:

√

[2.26]

Una vez tenemos la corriente y la densidad de corriente, podremos calcular la sección

necesaria del conductor del bobinado:

[2.27]

Si se utiliza un conductor de cobre esmaltado el diámetro de ese conductor se calculara de la

manera siguiente:

√

[2.28]


A la hora de la elección del conductor para el bobinado, se seleccionara el conductor con

diámetro inmediatamente superior al calculado anteriormente. Por lo tanto la nueva sección

de nuestro conductor será:

[2.29]

A continuación, es importante asegurarse de la cabida del bobinado (área cobre (ACU) en el

espacio disponible en el estator (también llamado área ventana (AV)). Esta relación se

denomina coeficiente de utilización de ventana (Cu%). La relación entre ellas debe de tener un

valor razonable y con hilos de cobre esmaltados no conviene superar el 40%.

[2.30]

Siendo el área de cobre:

[2.31]

Y el área ventana:

( )

[

( )

]

[2.32]

Dónde:

[2.33]

Siendo Die el diámetro interior del estator.

También podremos calcular la resistencia del enrollamiento a una determinada temperatura

(θ):

( )

[2.34]

Donde la resistividad (ρ) tiene un valor, dependiendo de la temperatura de funcionamiento

(θ), tal que:

[2.35]

Siendo el valor de la resistividad a 20ᵒ:

[2.36]


2.4. Base de datos para el diseño de SRM.

La realización del diseño se basa primeramente en saber para qué aplicación en concreto

estará destinado el motor. Sabido esto tendremos los datos principales para realizar el diseño.

En este apartado se explicara la base de datos realizada, que está destinada a que el cálculo de

diseño sea semiautomático.

2.4.1. Parámetros a introducir.

Abriendo la hoja de cálculo, tendremos que clicar sobre la primera pestaña, llamada

“Parámetros de diseño”

Figura 2.5: Pestaña de parámetros de diseño.

Seguidamente deberemos de rellenar todas las celdas que están con fondo blanco con el valor

requerido. Se comienza, introduciendo las características nominales del motor. Son datos que

deben de conocerse para realizar el diseño del motor sabiendo la aplicación final del motor.

Figura 2.6: Características nominales del motor.

El valor del rendimiento será una estimación del rendimiento que queremos que acabe

teniendo finalmente. Para continuar se introducirán los datos referentes a la geometría que

querremos que tenga nuestro motor.

Figura 2.7: Geometría del motor.


En esta parte se comenzará escribiendo que configuración polar tiene el motor, y de cuantas

fases es. Seguidamente se deberán de escribir tanto el diámetro exterior del motor como la

longitud del paquete de chapas. Después de esto deberemos de ver si la hoja da por optimo el

diseño. Esta validación la realiza mediante la expresión [2.8] del apartado anterior. Para saber

si el diseño es óptimo o no, miraremos la casilla de “Validación de óptimo diseño”.

Figura 2.8: Comprobación de diseño óptimo.

Figura 2.9: Comprobación de diseño no óptimo.

Para continuar rellenando los parámetros que nos faltan de la geometría tendremos que mirar

los recuadros que quedan a la derecha de la hoja de cálculo. Son unas tablas recogidas de las

recomendaciones que se han explicado en el apartado anterior.

Figura 2.10: Recomendaciones sobre la geometría del motor.

Para finalizar el apartado de la geometría del motor, deberemos de escoger la aplicación de

nuestro motor dependiendo de su coeficiente de utilización, la expresión [2.9] del apartado

anterior. El escoger la aplicación se realizará mediante el desplegable que aparece en la hoja.

Figura 2.11: Desplegable de aplicación del motor.


Para comprobar que la aplicación escogida es la correcta deberemos de comprobar que en el

recuadro que queda a la derecha del desplegable aparece “Correcto”

Figura 2.12: Comprobación de aplicación correcta.

Los siguientes parámetros que debemos de introducir son los que hacen referencia al tipo de

chapa electromagnética.

Figura 2.13: Parámetros de la chapa electromagnética.

A continuación se introducirán los valores del bobinado.

Figura 2.14: Parámetros del bobinado.

Para introducir el diámetro normalizado deberemos de observar el valor de la casilla anterior

“Diámetro conductor cobre esmaltado, por calculo (dc)” e introduciremos el valor normalizado

inmediatamente superior. El valor del coeficiente de utilización debe de ser inferior al 40% tal

y como se especifica en las recomendaciones vistas en los apartados anteriores.


Para las distancias A y B deberemos de tener el dibujo de la geometría dibujado y mediante

esa herramienta de dibujo comprobar esas distancias.

Figura 2.15: Medidas de A y B.

Con la medida de A y B deberemos de comprobar la validación de la ocupación de las bobinas.

Esto lo podremos comprobar en la siguiente casilla.

Figura 2.16: Validación de la ocupación de las bobinas.

El último apartado para completar es para rellenar datos sobre características dimensionales

del motor, con el fin de saber el peso del mismo.

Figura 2.17: Parámetros dimensionales del motor.

Lo único a rellenar es la densidad del cobre y el volumen de la chapa electromagnética. Para

saber el volumen de la chapa electromagnética se deberán de sumar las superficies del estator

y del rotor, para después multiplicar por la longitud del paquete de chapas.


Una vez introducidos todos los parámetros nos dirigiremos a la siguiente pestaña llamada

“Dimensiones geométricas”.

Figura 2.18: Pestaña de dimensiones geométricas.

En esta pestaña encontraremos todos los datos necesarios para dibujar nuestra estructura.

Figura 2.19: Parámetros necesarios para el dibujo de la estructura.

Al lado de la tabla podremos ver un dibujo representativo acotado de un SRM 8/6 para poder

observar las medidas obtenidas en la tabla.

3.-Control 61

3.-Control.

3.1. Contenido.

Como hemos hablado en capítulos anteriores el control es necesario en este tipo de

accionamientos. En los diferentes controles se hablará de ángulo de disparo (θd), ángulo de

conducción (θc), intensidad de referencia (Iref) [TOR02]. Se pueden apreciar todas estas

variables en la siguiente figura:

Figura 3.1: Variables de control en un control de corriente.

3.1.- Angulo de disparo.

Este ángulo controlará el momento que abrirán los interruptores de estado sólido de nuestro

convertidor.

Si utilizamos el control de pulso único, el inicio de la conducción en la posición no alineada

presenta mayor relación par-velocidad y generalmente un mayor rendimiento. Adelantar el

inicio de la conducción permite obtener pares más elevados con la misma velocidad y

podremos trabajar a mayores velocidades. En el caso que retrasemos el inicio de la conducción

disminuiremos el rizado de par.

Si utilizamos el control por histéresis y retrasamos el inicio de la conducción conseguiremos

una mejora en el par y ligeramente aumentara el rendimiento.

3.2.- Angulo de conducción.

Con pulso único y siendo el valor de ángulo de conducción igual al ángulo de paso (ε) que nos

dará la geometría del motor, tendremos una mejor relación par-corriente.

62 3.-Control.

Para un ángulo de conducción muy pequeño aumentaremos el rizado de par y si aumentamos

por encima del ángulo de paso lo disminuiremos. Siempre sin sobrepasar el valor de ángulo de

paso, siendo este θC ≤ ε.

Trabajando con el control por histéresis el incremento del ángulo de conducción producirá un

aumento del par y disminuirá el rizado de este, hay que tener en cuenta que se cumpla θC ≤ ε,

como en el caso de pulso único.

3.3.- Intensidad de referencia.

Par y rendimiento aumentaran cuanto más grande sea esta intensidad. Hay que tener en

cuenta que el aumento de esta referencia hará que se caliente el motor y que existan

condiciones de sobresaturación que no soportara el material ferromagnético.

3.4.- Control del accionamiento.

Existen diferentes maneras de controlar este accionamiento en las dos primeras zonas de la

curva par-velocidad antes mencionadas. Dependiendo de la forma de onda que se envía a los

interruptores de estado sólido, podremos distinguir entre los 3 tipos de control más utilizados:

3.4.1.- Control de pulso único.

En este tipo de control se mantiene constante el pulso de conducción de cada fase durante

todo el ángulo de conducción. Normalmente se utiliza un ángulo de conducción igual al ángulo

de paso del motor, también podríamos obtener un funcionamiento a potencia constante

variando este ángulo. En el caso que no modifiquemos el ángulo de paso obtendríamos la

característica natural del SRM.

3.4.2.- Control de histéresis.

El control por histéresis se basa en coger un valor de corriente fijo, llamado referencia, en

función del par constante al que queramos hacer trabajar al motor. El error o diferencia

obtenido de la comparación se introduce dentro de un regulador de histéresis que tiene un

margen de máximo y mínimo de error fijado previamente, y de aquí se obtiene la señal de

control óptimo.

3.4.3.- Control PWM.

El modulador de ancho de pulsos (Pulse Width Modulation en inglés) se utiliza para trabajar en

par constante, en este caso, el valor del error lo obtenemos de la comparación del valor de

referencia de corriente real se compara con una señal triangular. Esta señal marca la

frecuencia de conmutación de los interruptores. El resultado de la comparación son las señales

de apertura y de cierre de los interruptores de estado sólido del controlador.

3.5.- Estrategias de conmutación.

El modo de giro del motor se obtiene con la conmutación de cada fase dependiendo de la

posición del rotor en cada momento, pero la manera de mantener la intensidad para obtener

3.-Control 63

el par deseado en cada momento se tiene que obtener troceando la intensidad para

mantenerla en una banda de histéresis prefijada. Los métodos de troceado son [BLA07] :

3.5.1- Soft Choping.

El método del soft choping o “conmutación unipolar” consiste en abrir y cerrar los

interruptores superiores para cada fase en función de si se necesita más o menos corriente en

dicha fase. Tomando la función de un troceador. Mientras que los interruptores inferiores

únicamente son utilizados para la conmutación. Esta estrategia de conmutación no debe de

ser implementada mientras el modo de funcionamiento del accionamiento sea el modo

generador debido a que siguiendo esta estrategia de conmutación la energía se disipa en

forma de calor a través de la resistencia del motor.

3.5.2- Hard Choping.

El hard choping o conmutación bipolar consiste en abrir y cerrar los interruptores superiores e

inferiores a la vez. Respondiendo a la señal de regulación de corriente y conmutación de fases

ambos interruptores. Este método de conmutación es el indicado para utilizar con velocidades

bajas debido a que el trabajo de los interruptores es bastante elevado. Este método de

conmutación únicamente se puede utilizar con convertidores que tengan 2 interruptores de

estado sólido en la misma rama.

3.6.- Consideraciones de diseño del controlador. Para realizar un control sobre el motor para que actúe tanto en la forma motora como en la

forma generadora se deben de tener en cuenta diferentes aspectos.

- El controlador debe permitir una alimentación reversible, para hacer posible tanto la

alimentación de energía del motor, como la absorción de energía del mismo.

- Para que se pueda almacenar y alimentar a la vez el convertidor debe de contener

elementos de almacenamiento de energía. Estos elementos pueden ser tanto baterías

como baterías de condensadores. Siempre teniendo en cuenta que la tensión de estos

elementos de almacenamiento deben de tener la misma tensión de alimentación del

motor.

- Para el funcionamiento como generador, previamente se deben de magnetizar las

fases y para ello se debe de inyectar corriente sobre ellas, por ello es necesario contar

con algún elemento con carga que sea capaz de llevar a cabo la operación de

magnetización.

64 3.-Control.

3.7.- Control Simulink para Motor/Generador.

Para la realización del control en Matlab/Simulink se han recopilado otros controles ya

utilizados por anteriores proyectistas [DEL10] [CAS11]. Una vez consultados sus modos de

funcionamiento, se ha creado un esquema que permita la conversión del motor a generador.

En este apartado se explicarán las principales funciones del control.

Figura 3.4: Esquema controlador para modos motor y generador.

A continuación se realizara una explicación detallada de cada bloque, para una mayor

comprensión del sistema.

3.-Control 65

3.7.1.- Bloque de regulación de corriente y control del convertidor.

En este bloque se realiza el control del motor, recibiendo las señales de velocidad del mismo y

la intensidad de las fases. Las salidas son las aperturas de los interruptores superiores (Gup) e

inferiores (Gdwn).

Figura 3.5: Bloque de regulación de corriente y control del convertidor.

En el interior del bloque se puede observar el controlador de lógica de ángulo y el bloque de

regulación de corriente por histéresis.

Figura 3.6: Interior del bloque de regulación de corriente y control del convertidor.

Si observamos la entrada al bloque de generación de lógica de ángulo de disparo, se puede

observar que al entrar la velocidad tenemos un bloque que provoca un retraso de la señal,

esto es para hacer posible el comienzo del cálculo ya que no puede ser todo instantáneo.

También se observa un cambio de unidad de rpm a rad·s-1.

66 3.-Control.

El bloque de generación lógica del ángulo de disparo es el encargado de primeramente hacer

la conversión, mediante una integral, de la velocidad del motor a la posición del motor.

Figura 3.6: Interior del bloque de regulación de corriente y control del convertidor.

Como únicamente tenemos una señal de velocidad, y debemos de tener una lógica de ángulo

diferente para cada fase, en la integral se colocan tantas condiciones iniciales como fases

tenga nuestro motor. El valor de las condiciones iniciales de la integral vendrá dado según la

geometría de nuestro motor. Por ejemplo en un motor SRM 8/6 tendremos 3 fases, el stroke

de una fase son 60ᵒ desde que este alineada hasta que se vuelva a alinear por lo tanto su

stroke será 60/4, por lo tanto será 15ᵒ. Las condiciones iniciales entonces serán aquellas que

siguiendo la el movimiento del motor, ya sea horario o anti horario y dependiendo del nombre

de nuestras fases desde 0 hasta 45ᵒ. Siendo el caso, que el rotor gire en sentido anti horario la

secuencia de fases debe de ser en sentido horario siendo esta A,B,C,D, las condiciones iniciales

serán en el mismo orden de las fases: [0 -15 -30 -45], de esta manera sabremos que están

retrasadas 15ᵒ una respecto a la siguiente. Después de la integral tenemos un modulador, este

modulador sirve para acotar las señales de posición de 0ᵒ a 60ᵒ, ya que es el ciclo que siempre

se va a repetir en un SRM 8/6. Estas señales cuando salen del modulador entran en el bloque

donde se define el ángulo de disparo, a este bloque también entran las señales de on y off que

serán introducidas por nosotros en otro bloque, en el interior se generará la comparación

entre los ángulos y se determinará qué fase debe de estar activa en cada momento.

Volviendo al principio al bloque de regulación de histéresis le vienen 2 señales, una la de la

corriente de fases y otra un valor de intensidad de referencia fijado por nosotros. En el interior

mediante un comparador por histéresis realiza la medida para cada fase y manda la señal

cuando la intensidad de la fase supera la de referencia.

Figura 3.7: Regulación de corriente por histéresis.

3.-Control 67

El bloque de control del convertidor es el encargado de procesar las señales provenientes del

controlador de histéresis y del de lógica de ángulo para las aperturas de los interruptores Gup

y Gdown.

3.7.2.- Bloque de valor de resistencias.

Este bloque es el encargado de dar el valor de la resistencia teniendo en cuenta la señal que

proviene del controlador.

Figura 3.8: Bloque de valor de resistencias.

Este bloque actúa como el convertidor clásico utilizado para accionamientos SRM, pero en

lugar de dar la señal de apertura y cierre de interruptores, funciona dándole valores a unas

resistencias colocadas en el circuito eléctrico creado en el entorno ElectriFlux de Flux.

Cuando el valor de la resistencia es muy alto no conducirá corriente, por lo tanto actuará

como un interruptor abierto, al contrario si el valor de la resistencia es pequeño conducirá

corriente y por lo tanto será un interruptor cerrado. El valor de estas resistencias será un valor

añadido por nosotros en otra sección.

68 3.-Control.

La señal de Gup y Gdwn llegará a un selector que será el encargado de realizar la conmutación

de abierto o cerrado.

Figura 3.9: Selectores de los interruptores inferiores.

Las salidas con el valor de las resistencias serán introducidas directamente al bloque de Flux.

3.7.3.- Bloque adaptador de señales.

De la salida del bloque de coupling to Simulink de FLUX se extraerán varias variables definidas

en su interior, que serán introducidas tal y como se explica en el anexo A. Estas señales se

repartirán con un mux, que están en el interior del bloque de adaptador de señales.

Figura 3.10: Bloque adaptador de señales.

3.-Control 69

3.7.4.- Bloque parámetros de FLUX.

En este bloque se introducirán los parámetros principales para controlar el motor.

Figura 3.11: Bloque parámetros FLUX.

EN el interior de este bloque primeramente podemos ver los valores de las resistencias para el

estado ON y OFF del interruptor, como se ha comentado anteriormente, para el estado ON

debe de ser un valor pequeño y para el estado OFF un valor alto de la resistencia.

También encontraremos un bloque que es el encargado de alimentar con tensión nuestro

motor, y el valor de intensidad de referencia para realizar el control de corriente por histéresis.

Finalmente encontraremos el bloque encargado de hacer que el motor funcione como motor

(SRM) o como generador (SRG).

Figura 3.12: Controlador del modo de funcionamiento.

Para la selección del modo de funcionamiento del accionamiento es necesario clicar sobre el

switch de la parte inferior.

70 3.-Control.

La selección de los ángulos de on y off para un modo y otro se debe de realizar en el bloque de

ángulos de disparo, donde haciendo doble click aparecerá una pantalla como la que se puede

observar en la figura 3.13

Figura 3.13: Ventana de selección de ángulos.

3.7.5.- Bloque de visualización de medidas instantáneas.

En el interior de este bloque se pueden observar las diferentes medidas obtenidas

instantáneamente por el motor.

Figura 3.14: Bloque de visualización de medidas instantáneas.

3.-Control 71

3.7.6.- Bloque de medidas por workspace.

Este bloque ha sido creado para facilitar la obtención de las gráficas de diferentes medidas del

accionamiento.

Figura 3.15: Bloque de visualización de medidas por workspace.

4.-Software de simulación 73

4.-Software de simulación.

El cálculo electromagnético de un SRM es un proceso complejo y largo. Al tratarse de una

disciplina multidisciplinar, para el diseño de cualquier accionamiento motor es necesario tener

en cuenta variables tanto eléctricas, como mecánicas, como térmicas, etc. La utilización de

software para la simulación interactiva aúne los diferentes campos y es posible trabajar con

ellos paralelamente para llegar a una solución y reducir tiempo y costes.

Esta reducción de tiempo se consigue debido a que con el sistema clásico de diseño las

diferentes tareas que componen el proceso de fabricación de los accionamientos se realizan

de una manera secuencial, (investigación, análisis, prototipado, etc.) por lo tanto si la tarea

anterior aún no ha finalizado no puede comenzar la siguiente. En cambio, en la ingeniería

concurrente las diferentes tareas que componen el proceso de fabricación se realizan al mismo

tiempo gracias a la simulación interactiva.

4.1. Elementos Finitos FEA.

Los programas de elementos finitos (FEA), permiten aproximar una solución numérica a partir

de un estructura o dominio, sobre el cual existen definidas unas ecuaciones diferenciales en

forma débil o integral, que caracterizan el comportamiento físico del problema, dividiéndolo

en un número elevado de subdominios llamados elementos finitos.

Una vez creado el conjunto de elementos finitos, realiza una partición del dominio, llamada

discretización. Dentro de cada elemento se haya una serie de puntos llamados nodos. Dos

nodos pertenecen al mismo elemento finito si son adyacentes. También, si un nodo esta sobre

la frontera de un elemento finito puede pertenecer a diversos elementos. El conjunto de todos

los nodos recibe el nombre de malla

La malla sirve de base para la discretización del dominio en elementos finitos, y los cálculos

son realizados sobre ella. La generación de la malla se realiza en una etapa previa a los

cálculos. De acuerdo con las relaciones entre nodos se relaciona el valor de un conjunto de

variables incógnitas definidas en cada nodo y denominadas grados de libertad. El conjunto de

relaciones entre el valor de una determinada variable entre los nodos se puede escribir en

forma de sistema de ecuaciones lineales. A la matriz de este sistema de ecuaciones se le llama

matriz de rigidez del sistema. El número de ecuaciones de este sistema es proporcional al

número de nodos.

74 4.-Software de simulación.

Figura 4.1: Ejemplo de mallado de un SRM.

4.2. CEDRAT FLUX.

El programa Cedrat Flux es un programa de elementos finitos, el cual está distribuido en 3

partes.

Figura 4.2: Logo software Cedrat Flux.

La primera parte es el “Pre-Flux”. En esta apartado se debe de realizar la geometría del motor,

ya sea importada o dibujada mediante coordenadas, se asignan los materiales a todas las

regiones del motor, y se dibuja el circuito eléctrico perteneciente a nuestro motor.

La segunda parte es la del cálculo, en esta parte se solucionara el problema generado en la

parte anterior.

La última parte es la responsable de obtener los resultados llamada “Post-processing”. En este

apartado se obtendrán los resultados gráficos del cálculo realizado anteriormente.

Todos estos pasos están descritos detalladamente, en el anexo A de este proyecto.


4.1.1. Análisis estático.

Con el análisis estático del FLUX en el apartado de “Post-processing” podremos obtener las

gráficas características, como el par según la corriente y el flujo respecto a la corriente.

Figura 4.3: Graficas de flujo concatenado y par.

Para el análisis estático de nuestra maquina primeramente se realizan una serie de pasos

recogidos en el anexo A de este proyecto. Una vez realizados los pasos se procede a extraer los

resultados de par y flujo concatenado de la máquina. Para ello se excita una fase y se le dice al

programa que analice alimentando a varias corrientes y a diferentes posiciones. Estas

posiciones por ejemplo en un SRM con configuración polar 8/6 serán 30⁰, puede ser de

posición alineada a posición desalineada, y los pasos de análisis serán los que el usuario defina.

Una vez realizado el análisis, se extraerán los datos del programa en forma de una tabla de

Excel. Con estos datos en Excel podremos graficar las curvas de par y de flujo concatenado y

tendremos el análisis estático de la máquina.

4.1.2. Análisis dinámico (Coupling).

Para la realización directa de este tipo de análisis en Flux se seguirá el tutorial del anexo A para

definir la geometría del mismo y conformar todos los materiales de los cuales está construido.

Una vez configurado el motor, nos deberemos de dirigir al esquema creado en Simulink el cual

funcionara como controlador y convertidor de nuestro motor. En Simulink se introducirá un

bloque específico de Flux y Simulink llamado Coupling. Este bloque hace que nuestro motor

diseñado en Flux esté conectado al control realizado en Simulink, de esta manera se puede

realizar una simulación totalmente interactiva, variando la tensión de entrada del motor,

ampliando los grados de conducción, etc.


4.2. FEMM.

FEMM (Finite Element Method Magnetics) software es un software de distribución gratuita. La

utilización del mismo es bastante compleja y menos intuitiva que la realización de lo mismo a

través de Flux.

Figura 4.4: Ventana del software FEMM.

La comparación del modo de funcionamiento a través de FEMM únicamente la haremos con

el análisis estático, esto no significa que solamente pueda ser este el método de análisis,

también existe un método de funcionamiento en dinámico que se realiza a través de Matlab.

Para la realización del análisis estático, es necesario realizar un archivo con unos comandos

tales como la intensidad final de la fase a excitar, los grados a girar y los pasos tanto de la

corriente como de los cambios de posición. Este archivo será introducido, después de

configurar todo lo referente a la geometría y materiales del motor, en una consola llamada Lua

en Femm y se realizara el proceso de cálculo. Al finalizar tendremos las medidas, que

queríamos y hemos escrito en el archivo de Lua, en bloc de notas. Estos bloc de notas los

escribiremos en hojas de Excel. Con estos datos extraídos ya en una hoja de Excel podremos

tener la curva de par según su posición y según su corriente. También podremos obtener lo

mismo con el flujo concatenado.

http://www.femm.info/wiki/HomePage


4.3. Realización del análisis dinámico a través de los resultados en estático.

Con los datos del análisis estático recogido en la hoja de Excel ya sean a través de FEMM o

FLUX nos dirigiremos a Matlab/Simulink. En Simulink tendremos que tener un sistema

montado que nos realice la función de controlador, convertidor y motor. Para la construcción

del motor en Simulink se realizará según el modelado matemático. Aquí es donde se deben de

utilizar las los datos extraídos del análisis estático. Estas tablas serán introducidas para que se

realice el cálculo. Este método se denomina “Look up tables”

4.4. Comparación de los diferentes métodos.

4.4.1. Comparación entre “look up tables” y Coupling to Simulink.

Para realizar la comparación se realizarán ensayos con los diferentes métodos de simulación y

obtención de datos.

En primer lugar vamos a comprobar los resultados obtenidos mediante la obtención de las

curvas estáticas del motor. En nuestro caso, estas han sido obtenidas mediante el programa

FLUX. Con el objetivo de validar los resultados extraídos por otro proyectista, con el programa

de elementos finitos FEMM.

Las características principales del motor con el que se ha realizado la comparación son:

Parámetros Valor Unidad

Características nominales del motor

Potencia nominal (Pu) 475 W

Velocidad nominal 1800 rpm

Tensión de alimentación 42 V

Rendimiento en condiciones nominales 0,80 -

Geometría del motor

Nº de polos en el estator 8 -

Nº de polos en el rotor 6 -

Nº de fases 4 -

Diámetro exterior del rotor (Dee) 104 mm

Longitud del paquete de chapas (L) 80 mm


Seguidamente podemos observar la curva de par estático, obtenida en FLUX:

Figura 4.5: Gráfica par-posición obtenida de Flux.

A continuación observaremos la curva de par estático, dibujada con los datos que se extraen

de FEMM.

Figura 4.6: Gráfica par-posición obtenida FEMM.

Como se puede observar, para realizar la comparación se ha analizado a una determinada

posición (12ᵒ) y para una misma corriente (30A) el valor del par obtenido mediante los dos

programas. El resultado obtenido de este análisis es similar con ambos métodos de simulación,

por lo tanto se puede afirmar que ambos sistemas de simulación son muy parecidos. La

pequeña variación en los resultados que podemos apreciar, se debe al método de cálculo

utilizado en cada uno de los programas.

A continuación se realizarán ensayos dinámicos de este mismo motor a una velocidad de

1800rpm, los métodos de simulación serán, la aplicación de Coupling to Simulink de FLUX y el

denominado “Look up tables”.


Los resultados obtenidos mediante la simulación con Coupling to Simulink son:

Figura 4.7: Gráfica comportamiento dinámico, mediante Coupling to Simulink.

Y los resultados obtenidos mediante “Look up tables”:

Figura 4.8: Gráfica comportamiento dinámico, mediante “Look up tables”.

La conclusión que podemos obtener después de las simulaciones es, que con el método “look

up tables” no se tienen en cuenta las pérdidas electromagnéticas, esto se puede observar

porque el par obtenido es más grande en con este método.

Otra observación a remarcar, es el retraso a la hora de disparar los interruptores, según el

ángulo, en la simulación de “look up tables”. Esto es debido al corte producido por los

interruptores, algo que en el sistema Coupling to Simulink se produce de manera más rápida

debido al uso de resistencias en substitución de los interruptores.

0 10 20 30 40 50 60 700

5

10

15

20

25

30

Corr

iente

fases

0 10 20 30 40 50 60 700

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

Posición

Par

tota

l

0 15 30 45 60 75-5

0

5

10

15

20

25

30

Corr

iente

fases

0 15 30 45 60 750

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

Posición

Par

tota

l


Podemos concluir diciendo, que ambos métodos son válidos a la hora de realizar la simulación,

pero en este caso nos decantaríamos por el sistema Coupling to Simulink por el hecho de tener

en cuenta las pérdidas electromagnéticas.

4.4.2.- Estudio de la solapación de dos fases.

Con el objetivo de comprobar la saturación del flujo y la utilidad del "Coupling to Simulink" de

Flux se emula un comportamiento como el que se podrá observar en la siguiente figura dónde

dos fases están excitadas a la vez. Esto es tratado mediante el sistema "Look at tables" como

una superposición de flujo en las fases, lo cual no es cierto tal y como se va a demostrar.

Después de realizar el estudio dinámico del motor imponiendo unos ángulos de conducción (a

ON = 0) y (a OFF = 20) mediante la aplicación "Coupling to Simulink", las gráficas obtenidas en

este caso son las que aparecen en siguiente figura.

Figura 4.10: Estudio comportamiento dinámico cuando coinciden dos fases del motor.

Como se puede observar en las gráficas las dos fases se cruzan a 20.4º donde tenemos una

corriente de 21.88A y un par de 3.47Nm aproximadamente. Estos resultados se compararán

con los obtenidos mediante el programa FEMM en estas mismas condiciones.


Figura 4.11: Par obtenido en las mismas condiciones que en la figura anterior pero con el programa FEMM.

En esta figura podemos observar como el par obtenido con el programa FEMM es bastante

similar al obtenido anteriormente con el "Coupling to Simulink" la pequeña diferencia

apreciable se debe a la forma de operar las ecuaciones de los diferentes programas. En las

figuras siguientes aparece el flujo concatenado obtenido en las dos fases activas en estas

condiciones, mediante este mismo programa.

Figura 4.12: Flujo concatenado obtenido en las dos fases activas mediante el programa FEMM

Este flujo obtenido en FEMM lo compararemos con el flujo obtenido mediante la simulación

estática del motor con el programa Flux en esas mismas condiciones. Para ello deberemos

sumar estos dos valores de flujo para posteriormente comparar el valor total de este con el

que obtendremos en Flux. En este caso el valor total del flujo es 0.0883932 Webbers. En la

siguiente figura veremos los resultados obtenidos en Flux.


Figura 4.13: Flujo concatenado total obtenido mediante el programa Flux

Como podemos ver el valor obtenido en este caso es 0.0895073 Webbers, el cual también es

bastante similar al resultante del programa FEMM. Por último comprobaremos que el par

obtenido en ese mismo punto mediante el programa Flux coincide con los valores de par

mencionados anteriormente.

Figura 4.14: Par obtenido mediante el programa Flux

Como se puede observar el valor del par en este caso es ligeramente superior a los anteriores,

esta pequeña variación también es debida a la forma de operar de los diferentes programas.

Una vez realizadas todas las comparaciones, podemos concluir diciendo que cualquiera de los

métodos utilizados en este apartado resulta óptimo para el estudio en cuestión, en cambio con

el método de las "look at tables" los resultados obtenidos no serían adecuados para realizar

este estudio.

4.4.3. Estudio de la solapación de tres fases

En este caso se realiza el mismo estudio que en el apartado anterior pero en un ángulo donde

coincidan tres fases dando corriente. Para ello realizaremos el estudio dinámico del motor

mediante la aplicación "Coupling to Simulink" imponiendo unos ángulos de conducción (a ON =

0) y (a OFF = 22). Los resultados gráficos obtenidos se pueden observar en la siguiente figura.


Figura 4.15: Estudio comportamiento dinámico cuando coinciden tres fases del motor

Como podemos observar en las gráficas a los 35.7º hay tres fases conduciendo donde tenemos

una corriente de 24'5A en las fases B y C, y de 7.23A en la fase A. El par total resultante en este

punto es de 3.688Nm. Estos resultados los compararemos con los obtenidos mediante el

programa FEMM en estas mismas condiciones.

Figura 4.16: Par obtenido en las mismas condiciones que en la figura anterior pero con el programa FEMM.

Se puede observar que el par obtenido con el programa FEMM es bastante similar al obtenido

anteriormente con el "Coupling to Simulink" la pequeña diferencia apreciable se debe otra vez

más a la forma de operar las ecuaciones de los diferentes programas.


En este caso no podemos realizar la comparación con el análisis estático de Flux, ya que el

programa no nos deja analizar fases dando diferentes corrientes en un mismo instante. Por

tanto concluiremos diciendo que el estudio de la solapación de tres fases en un mismo

instante dando diferentes corrientes se puede analizar dinámicamente con la aplicación

"Coupling to Simulink" del programa Flux y estáticamente mediante el programa de FEMM.

4.4.4. Estudio del flujo en la corona del estator cuando hay dos fases conduciendo.

En esta apartado realizaremos el estudio del flujo en la corona del estator en el momento en

que dos fases están conduciendo a la vez, este estudio lo realizaremos solamente con el

programa FEMM ya que el Flux sólo da la opción de obtener el flujo en las bobinas.

Para ello observaremos el valor del flujo en las dos zonas que aparecen remarcadas en la

siguiente figura. Los valores de corriente y posición en este caso son los mismos que los

utilizados en el apartado 4.4.2 de este mismo capítulo.

Figura: 4.17: Zonas en donde se realiza el estudio del flujo en la corona del estator con el programa FEMM

Los resultados obtenidos en estos puntos son los que aparecen a continuación.


Figura 4.18: Resultados obtenidos del estudio del flujo en la corona del estator con el programa FEMM.

Como se puede observar el valor absoluto del flujo en la zona número dos es más grande que

en la zona número uno. Esto es debido a que en el segundo punto influyen las líneas de flujo

que provienen de los polos de las fases A y B. En cambio en el primer punto solo aparecen

líneas de flujo que provienen del polo de la fase A.

Podemos concluir diciendo que aunque muchos modelos de simulación consideren que el flujo

que pasa cuando hay más de una fase excitada sigue el mismo comportamiento pueden

superponerse los resultados de una sola fase. Por lo tanto cuando la máquina trabaja en

condiciones iguales a las de la fig 4.10, el flujo que se produce es el mostrado en las fig.4.17, y

puede verse que no se reparte de forma simétrica, de esta forma sería necesario calcular todas

las variables que dependen del flujo de forma conjunta y nunca por separado. Esto es posible

realizarlo con la herramienta "Coupling to Simulink", quedando demostrada su utilidad.


4.4.5 Comparación Coupling y motor real

A continuación se realizará la comparación de los datos extraídos en un ensayo del motor real

y los datos obtenidos mediante el programa de simulación Coupling to Simulink ambas

ensayos están ejecutados a 1800 rpm y con ángulos de dispara de 0 a 15 grados.

El objetivo de este estudio es validar los resultados obtenidos mediante las simulaciones

dinámicas del motor diseñado, el diseño del cual se ha realizado usando la metodología de

diseño propuesta en este proyecto, por tanto también estaremos validando dicha

metodología.

Figura 4.19: Gráfica de corrientes de fase y par del motor real.

Figura 4.20: Gráfica de corrientes de fase y par extraídas mediante Coupling to Simulink.

Como podemos apreciar en los diferentes resultados expuestos en las figuras anteriores, la

diferencia más notoria entre estos 2 ensayos es la disminución de par total en el ensayo del

motor real. Esta diferencia es debida a que el programa de simulación mediante "Coupling to

0 15 30 45 60 750

5

10

15

20

25

Corr

iente

de f

ases (

A)

15 30 45 60 750.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

Posición (deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 750

5

10

15

20

25

30

Corr

iente

de f

ases (

A)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D


Simulink" no tiene en cuenta algunas de las variables que influyen directamente sobre el

motor real. Algunas de ellas son; las pérdidas mecánicas producidas por rozamientos, el

coeficiente de inercia del motor, pérdidas eléctricas provocadas por el efecto Joule entre otras.

5.-Caso de estudio 89

5.-Caso de estudio.

5.1.- Proceso de diseño.

Para la comprobación del funcionamiento de todas las herramientas creadas para la

realización del diseño del SRM, se ha decidido realizar el diseño con los requerimientos del

accionamiento SRM, existente del departamento GAECE.

Los requerimientos del motor son los siguientes:

Parámetros Valor Unidad

Características nominales del motor

Potencia nominal (Pu) 475 W

Velocidad nominal 1800 rpm

Tensión de alimentación 42 V

Rendimiento en condiciones nominales 0,80 -

Geometría del motor

Nº de polos en el estator 8 -

Nº de polos en el rotor 6 -

Nº de fases 4 -

Diámetro exterior del rotor (Dee) 104 mm

Longitud del paquete de chapas (L) 80 mm

Tabla 5.1: Requerimientos para el diseño del motor.

Después de introducir estos requerimientos, se siguen las instrucciones del capítulo 2, para

seguir introduciendo los demás valores.

Una vez finalizada la hoja de cálculo, observamos los valores del dimensionamiento del motor.

Parámetro Valor Unidad

POLOS DEL ESTATOR 8 -

POLOS DEL ROTOR 6 -

DIAMETRO EXTERIOR ESTATOR (DEE) 104,00 mm

DIAMETRO ENTREHIERRO ESTATOR (DENTE) 55,92 mm

DIAMETRO INTERIOR ESTATOR (DIE) 97,89 mm

DIAMETRO ENTREHIERRO ROTOR (DENTR) 55,12 mm

DIAMETRO INTERIOR ROTOR (DIR) 36,99 mm

ARCO POLAR ESTATORICO 21,00 °

ARCO POLAR ROTORICO 23,00 °

AMPLITUD POLAR ESTATOR (AMPE) 10,19 mm

AMPLITUD POLAR ROTOR (AMPR) 10,99 mm

LONGITUD POLO ESTATORICO (LPE) 17,93 mm

LONGITUD POLO ROTORICO (LPR) 9,07 mm

DIAMETRO EJE (DME) 21,60 mm

LONGITUD DEL PAQUETE DE CHAPAS (L) 80,00 mm

90 5.-Caso de estudio.

Bobinado Valor Unidad

AP 4,02 mm

BP 8,04 mm

NUMERO DE ESPIRAS 42 -

RESISTENCIA 0,06 Ω

Tabla 5.2: Medidas del motor según la hoja de cálculo.

Una vez obtenidas estas medidas observamos los valores del motor real, y podemos observar

que son ligeramente diferentes.

Tabla 5.3: Medidas del motor real.

Parámetro Valor

Diámetro exterior estator 104 mm

Longitud del paquete de chapas 80 mm

Diámetro interior estator 88 mm

Diámetro entrehierro estator 56.7 mm

Diámetro entrehierro rotor 56 mm

Entrehierro 0.35 mm

Arco polar estatórico 22.37ᵒ

Arco polar rotórico 24.12ᵒ

Ancho polo estatórico 11 mm

Ancho polar rotórico 11.7 mm

Yugo estator 8 mm

Yugo rotor 8.5 mm

Longitud polo estator 15.65 mm

Longitud polo rotor 12 mm

Diámetro eje 15 mm

Número de espiras por fase 56


Esta diferencia se debe a la posterior optimización realizada sobre el motor real. La variación

más significativa en el comportamiento del motor es el aumento del número de espiras. Este

aumento se realiza aprovechando al máximo el espacio en la ventana del estator, llegando así

a un 45% del coeficiente de utilización con 56 espiras por fase, mientras que anteriormente

estaba en un 35% con 42 espiras por fase.

Para continuar con la validación se seguirán las medidas del motor real, así una vez finalizado

el proceso de simulación se podrán realizar comparativas entre resultados experimentales y

simulación.

Una vez obtenidas las medidas del accionamiento, se procede a dibujar el modelo en el

programa AutoCad teniendo especial precaución en que el centro del motor este en el 0,0 del

sistema de coordenadas de AutoCad y finalmente sea guardado con la extensión dxf, para

después poder exportarlo al programa FLUX. Todo el proceso del diseño electromagnético del

accionamiento esta explicado en el anexo A.

Primero se realizará el ensayo para obtener las diferentes curvas en estático. Siendo el

resultado el siguiente:

Figura 5.1: Grafica de par con el ensayo estático.

Figura 5.2: Grafica del flujo con el ensayo estático.


Con estas gráficas podemos ver el alcance de nuestro motor, las posiciones en las que el par es

máximo y los valores de corriente y posición de trabajo óptimo.

Seguidamente se realiza la el cambio de aplicación, en el programa de FLUX, de aplicación

estática a dinámica, también explicada en el anexo A. Una vez realizados los cambios

pertinentes tales como la creación del circuito eléctrico y la definición de los elementos del

mismo, trasladamos el modelo creado en FLUX al programa Simulink, y mediante el bloque de

Coupling to Simulink juntamos el modelo con el control.

Figura 5.3: Modelo en Flux (A la izquierda el accionamiento, a la derecha el circuito eléctrico).

Figura 5.4: Esquema de control en Simulink con bloque Coupling to Simulink.


5.2.- Ensayos en zona motora.

Los ensayos se realizarán para el modo de funcionamiento motor, al accionamiento, mediante

el programa de FLUX desde donde se le indicará que funcione a una velocidad constante de

1800rpm y una tensión constante de 42V, todo sin aplicarle ninguna carga a mover. Se buscará

buscar los ángulos de disparo óptimos para el motor

Primero analizaremos el motor con los ángulos de disparo de 0ᵒ a 15ᵒ tal y como se demuestra

en la teoría que serían los ángulos idóneos, para la estructura 8/6.

Figura 5.8: Gráfica de corrientes de fases y par para ángulos de disparo de 0ᵒ a 15ᵒ en Coupling to Simulink.

Para observar el par obtenido por fase, se tiene que recurrir a la simulación por “Look up

tables”. En ellas podremos ver realmente cuando la fase esta únicamente trabajando en modo

motor.

Figura 5.9: Gráfica de corrientes de fases y par para ángulos de disparo de 0ᵒ a 15ᵒ con “Look up tables”.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 750

10

20

30

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75-1

0

1

2

3

4

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0.5 0.501 0.502 0.503 0.504 0.505 0.5060

5

10

15

20

25

30

Corr

iente

por

fases (

A)

0.5 0.501 0.502 0.503 0.504 0.505 0.506

0

1

2

3

tiempo

Par

por

fases (

Nm

)


Se puede ver que en todo momento todas las fases están entregando par positivo.

A continuación se comprobará el motor con los ángulos de disparo de 0ᵒ a 17ᵒ


Se realiza la comprobación con el sistema “Look up tables”


En la gráfica se puede comprobar que el motor sigue funcionando en modo motor sin que

ninguna fase de par negativo, y se mejora la obtención de par.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 750

10

20

30

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75-1

0

1

2

3

4

Posición (Deg)

Par

(Nm

)Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0.5 0.501 0.502 0.503 0.504 0.505 0.5060

5

10

15

20

25

30

Corr

iente

por

fases (

A)

0.5 0.501 0.502 0.503 0.504 0.505 0.506-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

tiempo

Par

por

fases (

Nm

)


Se volverá a realizar el ensayo con los ángulos de disparo de 0ᵒ a 20ᵒ.


Volveremos a comprobar mediante el otro sistema que todas las fases aporten par positivo.


En esta ocasión comprobamos que las fases empiezan a dar par negativo en la parte final, por

lo tanto no sería idóneo superar los 20º de conducción.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 750

10

20

30

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75-2

0

2

4

6

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0.5 0.501 0.502 0.503 0.504 0.505 0.5060

5

10

15

20

25

30

Corr

iente

por

fases (

A)

0.5 0.501 0.502 0.503 0.504 0.505 0.506-0.5

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

tiempo

Par

por

fases (

Nm

)


5.3.- Ensayos en zona generadora.

Para realizar los ensayos para el funcionamiento del accionamiento de SRM en modo

generador, operaremos de la misma manera que en zona motora, pero en el esquema de

Simulink deberemos de colocar el selector en generador y colocaremos el intervalo de ángulos

tal y como se ha explicado en el capítulo 3 de este proyecto. El ensayo esta realizado también a

una velocidad de 1800rpm y a una tensión de 42V.

El primer ensayo se realizará de 15ᵒ a 30ᵒ, donde el rotor y el estator pasan de estar alineados

a desalinearse.


Como se ha hecho en el anterior ensayo comprobaremos con el método “Look up tables”.


15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 1350

5

10

15

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135-0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0

0.1

0.2

0.3

0.4

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.510

5

10

15

Corr

iente

s p

or

fase (

A)

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.51-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Par

por

fase (

Nm

)

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.51-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Tiempo

Par

(Nm

)

par medio

par total


Podemos comprobar que en ambos casos el par medio es 0N·m y que en la forma de corriente

la parte de la carga es igual a la de la descarga por lo tanto no generaría.

Se procede a realizar el siguiente ensayo al intervalo de 15ᵒ a 35ᵒ.


Aparentemente de las gráficas obtenidas mediante Coupling to Simulink el par medio es

negativo. Se comprueba mediante el otro sistema de simulación.


15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 1350

2

4

6

8

10

12

14

16

18

20

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135-1.6

-1.4

-1.2

-1

-0.8

-0.6

-0.4

-0.2

0

0.2

0.4

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.510

5

10

15

20

25

Corr

iente

s p

or

fase (

A)

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.51-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

Par

por

fase (

Nm

)

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.51-2.5

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

Tiempo

Par

(Nm

)

par medio

par total


Se puede observar que para este intervalo en el par por fase es en parte positivo.

Ampliamos los grados de conducción de 22ᵒ a 44ᵒ y procedemos a la simulación.


Comprobamos que el par por fase sea completamente negativo con el otro método de

simulación.


Una vez obtenido el par negativo deseado, se procede a analizar la corriente que circula por el

bus, para observar cuanta corriente es usada para realizar la excitación y cuanta corriente es

generada. Para ello se ha medido la corriente que traspasa la fuente de tensión del sistema

Coupling to Simulink.

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 1350

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

Posición (Deg)

Corr

iente

de f

ases (

A)

15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100 105 110 115 120 125 130 135-8

-7

-6

-5

-4

-3

-2

-1

0

Posición (Deg)

Par

(Nm

)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.510

20

40

60

Corr

iente

s p

or

fase (

A)

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.51-8

-6

-4

-2

0

2

Par

por

fase (

Nm

)

0.5 0.502 0.504 0.506 0.508 0.51-10

-8

-6

-4

-2

0

Tiempo

Par

(Nm

)

par medio

par total


Figura 5.20: Gráfica de corrientes de fases y corriente de bus para ángulos de disparo de 22ᵒ a 44ᵒ con Coupling to Simulink.

Podemos observar que hasta que el sistema no está en régimen permanente la excitación de

las fases (Corriente de bus mayor a 0) es más grande que la corriente generada (Corriente de

bus inferior a 0). Una vez ha llegado a régimen permanente se ve como es más la corriente

generada que la de excitación. Para poder observar mejor este efecto se ampliará la corriente

del bus en la siguiente figura.

Figura 5.21: Gráfica ampliada de corriente de bus para ángulos de disparo de 22ᵒ a 44ᵒ con Coupling to Simulink.

Para obtener la potencia generada, se ha realizado la media de corriente de bus y se ha

multiplicado por el voltaje con el que se alimenta el accionamiento, generando una media de

corriente de 13,7ª y una potencia de 575,5W. Esto se puede apreciar en la siguiente gráfica.

0 20 40 60 80 100 1200

10

20

30

40

50

Corr

iente

de f

ases (

A)

0 20 40 60 80 100 120-50

0

50

Posición (Deg)

Corr

iente

de b

us (

A)

Fase A

Fase B

Fase C

Fase D

80 85 90 95 100 105 110-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

Posición (Deg)

Corr

iente

de B

us (

A)


Figura 5.22: Gráfica de corriente de bus y potencia para ángulos de disparo de 22ᵒ a 44ᵒ con Coupling to Simulink.

Como se puede observar está entregando potencia una vez que el motor esta en régimen

permanente, antes de esto está consumiendo para excitar las fases. También se puede

observar que los picos de corriente son bastante grandes, por lo tanto a la hora de

implementar el accionamiento real es un factor a tener en cuenta para no dañar elementos.

En ambos casos tanto como para el funcionamiento motor o generador, la optimización

siguiente, si se necesitaran mejores prestaciones, se debería recurrir a rediseñar el

accionamiento.

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180-50

0

50

X: 123.6

Y: -13.7

Corr

iente

s (

A)

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180-600

-500

-400

-300

-200

-100

0

100

200

X: 123.6

Y: -575.5

Posición (Deg)

Pote

ncia

(W

)

Corriente media de Bus

Corriente de Bus

6.-Presupuesto 101

6. Presupuesto

En este anexo se realiza una valoración económica del proyecto realizado. Se considerará que

las diferentes tareas realizadas han sido elaboradas por un ingeniero utilizando los materiales

disponibles en el laboratorio GAECE. De esta forma, al no haber tenido que comprar ningún

elemento adicional para la elaboración del mismo, no se considerará gastos materiales. Los

costes se han dividido en función de la categoría de los trabajos elaborados.

Categoría Precio hora Trabajos de ingeniería 50€

Trabajos de secretaría 15€

Tabla 6.1- Precios por hora de cada categoría

Considerando los precios por hora de la tabla 6.1 y teniendo en cuenta que se han realizado un

total de 720 horas de trabajo, divididas en dos categorías.

- Trabajos de ingeniería: 85% del total de horas realizadas.

- Trabajos de secretaría: 15% del total de horas realizadas.

Además de aplicar un 10% de beneficios en concepto de amortización de licencias de software

utilizado y otros costes derivados, el coste total del proyecto asciende a 35.442 €.

Trabajos realizados

Precio hora Horas realizadas Coste

Trabajos de ingeniería

50€ 612 horas 30.600 €

Trabajos de secretaría

15€ 108 horas 1.620 €

Subtotal 32.220 €

Beneficio (10%) 3.222 €

TOTAL 35.442 €

Tabla 6.2- Coste total del proyecto

7.-Conclusiones 103

7.-Conclusiones.

Finalizado el trabajo, se concluye que la metodología adoptada para el diseño del

accionamiento y posterior simulación es de fácil utilización y es un método relativamente

rápido para realizar mejoras en cualquier punto del accionamiento, ya sea en el diseño del

motor, por un especialista en diseño, como en el control, por un especialista en el campo de

regulación y control. Esto es debido, a que con esta metodología de trabajo, es posible acceder

únicamente a una parte del sistema y realizar la optimización centrándose en solamente una

disciplina de la ingeniería, pero integrando en el conjunto muchas de ellas que son

transparentes para el diseñador.

Respecto a los programas vistos y utilizados, se ha podido comprobar que estos son válidos

para realizar el diseño del accionamiento SRM, con ventajas e inconvenientes entre unos y

otros. Por esto se extraen conclusiones para cada uno de ellos.

“Look up tables”

Las ventajas de este sistema son la rapidez a la hora de simular y la posibilidad de obtener el

par de cada fase de forma dinámica. Esto facilita la tarea de escoger que ángulos de disparo

son los adecuados para realizar la función de motor o generador en el accionamiento. Los

inconvenientes son; la dificultad de extraer las curvas de par y de flujo de un programa de

elementos finitos para realizar la simulación del accionamiento, y otro inconveniente es que

no se tiene en cuenta las perdidas electromagnéticas.

“Coupling to Simulink”

Este sistema viene respaldado por el programa FLUX el cual es un programa muy potente para

realizar cualquier cálculo. La mayor ventaja de este programa es la posibilidad de realizar

cambios en el diseño e inmediatamente poder simular en el entorno de Simulink. Como

inconvenientes se puede destacar poca rapidez a la hora de realizar las simulaciones debido a

que están 2 programas trabajando conjuntamente en el ordenador y otro inconveniente es

que no es muy utilizado, por lo tanto no existe mucha bibliografía y en el caso de intentar

realizar motores poco comunes (Como por ejemplo el motor de reluctancia hibrido) nos

podemos encontrar con diferentes problemas. En definitiva es un programa muy a tener en

cuenta en el futuro debido a las grandes oportunidades que brinda, porque a pesar de que en

este proyecto únicamente se han hablado de soluciones electromagnéticas, el programa

también tiene la opción de calcular parámetros térmicos y trabajar en 3D.

“Femm”

Este programa de elementos finitos es comúnmente conocido además de utilizado, debido a

que lleva una larga trayectoria en el mundo del análisis de motores y que es de libre

distribución. Como principales ventajas se tiene que para realizar análisis estáticos y de zonas

puntuales es el más rápido. Como inconvenientes, se puede destacar que para extraer los

datos para después realizar las “look up tables” utiliza la consola LUA y se debe de introducir

lenguaje de programación, y además es un método muy lento.

104 7.-Conclusiones.

Realizando los ensayos del accionamiento funcionando tanto en motor como en generador, se

ha podido comprobar que el ajuste de los ángulos de disparo es un trabajo largo y delicado,

teniendo en cuenta que estos dependerán de la carga que arrastre el accionamiento y la

velocidad del mismo. También se ha podido observar que cuando el accionamiento se

comporta como generador la corriente generada es de gran valor, cosa que podría ser un

inconveniente al realizar el circuito del convertidor real y perjudicial para la batería.

8.-Futuras líneas de trabajo 105

8.-Futuras líneas de trabajo.

Durante el desarrollo del TFG también se ha trabajado con la simulación de un accionamiento

de reluctancia hibrido (MHR) con el cual se ha realizado la simulación estática con la versión de

Flux 10.4. Pudiendo ser este un punto de inicio para nuevos trabajos en la línea de

investigación de este tipo de motores.

También se ha empezado a trabajar con la versión FLUX 11. Sería importante empezar a

trabajar con esta nueva versión debido a que incluye nuevas mejoras, tales como una paleta

de dibujo más sencilla que en versiones anteriores, y un nuevo bloque para el “Coupling to

Simulink” mucho más intuitivo.

Sería importante desarrollar y mejorar el circuito para utilizar el accionamiento como

generador SRG, para no tener problemas con los picos de corriente generada.

Otra línea de estudio sería el cálculo de las pérdidas en la corona del estator cuando varias

fases están en funcionamiento.

También sería interesante, el estudio del programa FEMM llamándolo desde el programa

Matlab/Simulink y extraer las diferencias, ventajas e inconvenientes respecto a Coupling to

Simulink. Una ventaja inmediata que puede tener FEMM es el precio, puesto que, este

programa es de libre distribución.

9.-Bibliografía 107

9.-Bibliografia.

[BLA07] Blanqué Molina, Balduí. ”Simulación interactiva de motores de reluctancia

autoconmutados”. Tesis Doctoral ‐Director: Andrada Gascón, Pere. Universidad Politécnica de

Cataluña, Departamento de Ingeniería Eléctrica, 2007.

[TOR02] Torrent Burges, Marcel. “Aportaciones al diseño y la caracterización del motor de

reluctancia autoconmutado”. Director: Andrada Gascón, Pere. Universidad Politécnica de

Cataluña, Departamento de Ingeniería Eléctrica, 2002.

[DEL12] I.Delgado. “Técnicas de control para accionamientos con SRM aplicados a tracción”. Proyecto final de carrera-Director: Blanqué Molina, Balduí. Universitat Politécnica de Cataluña, Departamento de Ingenieria Eléctrica, 2012. [AND05] P.Andrada. “Introducción al diseño de motores de reluctancia autoconmutados”.

Octubre 2005

[KRI01] R. Krishnan, “Switched Reluctance Motor Drives. Modeling, Simulation, Analysis,

Design, and Applications”. Ed, Industrial electronic series, ISBN 0-8493-0838-0. 2001

[MIL01] T. J. E. Miller, “Optimal Design of Switched Reluctance Motor”. IEEE Transaction on

industrial electronic, VOL. 49, NO. 1, FEBRUARY 2002

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