Universitatea Transilvania din Braşov · -Prof. Dr. Ing. Sergiu IVANOV Universitatea din Craiova -Prof. Dr. Ing. Ioan Călin ROŞCA Universitatea Transilvania Braşov Data, ora şi

Investeşte în oameni!

FONDUL SOCIAL EUROPEAN Programul Operaţional Sectorial Dezvoltarea Resurselor Umane 2007 – 2013 Axa prioritară 1 „Educaţie şi formare profesională în sprijinul creşterii economice şi dezvoltării societăţii bazate pe cunoaştere” Domeniul major de intervenţie 1.5. „Programe doctorale şi post-doctorale în sprijinul cercetării” Titlul proiectului: Burse doctorale si postdoctorale pentru cercetare de excelenta Numărul de identificare al contractului: POSDRU/159/1.5/S/134378 Beneficiar: Universitatea Transilvania din Braşov Partener:

Universitatea Transilvania din Braşov Şcoala Doctorală Interdisciplinară

Departament: Sisteme Electrice Avansate

Ing. Ciprian Gheorghe NISTOR

Contribuţii privind analiza şi modelarea zgomotului motoarelor de inducţie trifazate

Contributions regarding noise analysis and modelling of three phase induction motors

Conducător ştiinţific

Prof.dr.ing. Gheorghe SCUTARU

BRAŞOV, 2014

1

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAŢIONALE UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV

BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525 RECTORAT

D-lui (D-nei) ..............................................................................................................

COMPONENŢA Comisiei de doctorat

Numită prin ordinul Rectorului Universităţii „Transilvania” din Braşov Nr. 7066 din 30.10.2014

PREŞEDINTE: -Conf. Dr. Ing. Carmen GERIGAN Decan Facultatea de Inginerie Electrică şi Ştiinţa Calculatoarelor Universitatea Transilvania Braşov

CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: -Prof. Dr. Ing. Gheorghe SCUTARU Universitatea Transilvania Braşov

REFERENŢI: -Prof. Dr. Ing. Gheorghe MANOLEA

Universitatea din Craiova -Prof. Dr. Ing. Sergiu IVANOV

Universitatea din Craiova -Prof. Dr. Ing. Ioan Călin ROŞCA

Universitatea Transilvania Braşov Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 5.12.2014, ora 1100, sala N I 1. Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să le transmiteţi în timp util, pe adresa [email protected]. Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de doctorat.

Vă mulţumim.


2

CUPRINS Pg.

teza

Pg.

rezumat

INTRODUCERE 4 6

CAPITOLUL 1 STADIUL ACTUAL PRIVIND ANALIZA ZGOMOTULUI ÎN CAZUL MOTOARELOR DE INDUCŢIE TRIFAZATE ŞI DEFINIREA MĂRIMILOR DE BAZĂ UTILIZATE

9 11

1.1 Consideraţii privind stadiul actual în analiza zgomotului în cazul motoarelor

de inducţie trifazate

9 11

1.2 Definirea mărimilor acustice 11 12

1.3 Efectele zgomotelor şi vibraţiilor 16 13

1.3.1 Limitele admisibile ale nivelurilor de zgomot în clădiri 19 14

1.4 Reglementări privind normele de zgomot pentru maşinile electrice 21 16

1.5 Sursele de zgomot în motoarele electrice 25 17

1.6 Aparate de măsură şi metode de măsurare a zgomotului în cazul motoarelor electrice 1.7 Concluzii

37 18

41 19

CAPITOLUL 2 MODELAREA ZGOMOTULUI DE NATURĂ MAGNETICĂ UTILIZÂND PROGRAMUL DE ELEMENT FINIT FLUX 2D

42 20

2.1 Definirea parametrilor de funcţionare pentru motoarele studiate

43 20

2.2 Modelarea şi analiza zgomotului magnetic pentru motorul asincron trifazat de randament premium de tip MAL 160M cu puterea de 7,5kW/1000rpm

49 23

2.3 Modelarea şi analiza zgomotului magnetic pentru motorul asincron trifazat de randament premium de tip MAL 160L cu puterea de 11kW/1000rpm

58 25

2.4 Concluzii 65 28 CAPITOLUL 3 MODELAREA ZGOMOTULUI DE NATURĂ MECANICĂ UTILIZÂND PROGRAMUL ANSYS 3D

67 30

3.1 Definirea parametrilor de material pentru motoarele studiate

67 30

3.2 Determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru motorul asincron trifazat de randament premium cu puterea de 7,5kW/1000 rpm

70 32

3.3 Determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru motorul asincron trifazat de randament premium cu puterea de 11kW/1000 rpm

85 35

3.4 Validarea rezultatelor 95 373.5 Concluzii 111 39

CAPITOLUL 4 MODELAREA ZGOMOTULUI ŞI VIBRAŢIILOR ÎN CAZUL MOTOARELOR DE INDUCŢIE TRIFAZATE. DETERMINĂRI EXPERIMENTALE

112 40

4.1 Măsurarea zgomotului produs de motoarele asincrone de randament IE3 cu puteri de 7,5kW/1000 rpm respectiv 11kW/1000 rpm

112 40

Rezumatul tezei doctorat

3

4.1.1 Măsurări de zgomot pentru motorul de tip MAL 160M cu puterea de 7,5kW

114 41

4.1.2 Măsurări de zgomot pentru motorul de tip MAL 160L cu puterea de 11kW

122 42

4.2 Prezentarea platformei de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor produse de motoarele asincrone –SV-100. Determinări comparative de zgomot pentru motoarele analizate

130 43

4.3 Concluzii 142 51

CAPITOLUL 5 ANALIZA REGIMULUI TERMIC AL MOTOARELOR ASINCRONE TRIFAZATE

144 53

5.1 Modelul termic al motorului asincron trifazat cu rotorul în scurtcircuit 145 53 5.2 Măsurători de termoviziune pentru motorul asincron trifazat de tip MAL

160M 152 57

5.3 Măsurători de termoviziune pentru motorul asincron trifazat de tip MAL 160L

155 60

5.4 Concluzii 158 61

CAPITOLUL 6 CONCLUZII GENERALE ŞI CONTRIBUŢII ORIGINALE. DIRECŢII VIITOARE DE CERCETARE

159 62

6.1 Concluzii generale asupra tezei 159 62 6.2 Contribuţii originale 160 63

6.3 Direcţii viitoare de cercetare 161 64

BIBLIOGRAFIE 162 65

ANEXE

Anexa 1. Rezumat în limba română

Abstract

170 74170 74

Anexa 2. Curriculum vitae în limba română

Curriculum vitae în limba engleză

171 75172 76

Contributions regarding noise analysis and modelling of three phase induction motors

4

TABLE OF CONTENTS Pg.

thesis

Pg.

content

INTRODUCTION 4 6CHAPTER 1 ACTUAL STAGE REGARDING NOISE ANALYSIS IN THE CASE OF THREE PHASE INDUCTION MOTORS AND DEFINING FUNDAMENTAL USED MEASURES

9 11

1.1 Reflection regarding actual stage in noise analyis in the case of three phase

induction motors

9 11

1.2 Defining the acoustic measures 11 12

1.3 Effects of noises and vibrations 16 13

1.3.1 The allowable limits of noise levels in buildings 19 14

1.4 Regulations regarding the noise standards for electrical machines 21 16

1.5 Noise sources in induction motors 25 17

1.6 Noise measuring devices and methods in the case of induction motors

1.7 Conclusions

37 18

41 19

CHAPTER 2 MAGNETIC NOISE MODELLING BY USING FLUX 2D FINITE ELEMENT PROGRAM

42 20

2.1 Defining the operating parameters for the studied motors

43 20

2.2 Magnetic noise modelling and analysis for the premium efficiency three phase asynchronous motor type MAL 160M of 7,5kW/1000rpm power

49 23

2.3 Magnetic noise modelling and analysis for the premium efficiency three phase asynchronous motor type MAL 160L of 11kW/1000rpm power

58 25

2.4 Conclusions 65 28 CHAPTER 3 MECHANICAL NOISE MODELLING BY USING ANSYS 3D PROGRAM

67 30

3.1 Defining the material parameters for the studied motors

67 30

3.2 Determination of vibration modes and frequencies for premium efficiency three phase asynchronous motor of 7.5kW /1000 rpm power

70 32

3.3 Determination of vibration modes and frequencies for premium efficiency three phase asynchronous motor of 11kW /1000 rpm power

85 35

3.4 Validation of the results 95 373.5 Conclusions 111 39

CHAPTER 4 NOISES AND VIBRATIONS MODELLING IN THE CASE OF THREE PHASE INDUCTION MOTORS. EXPERIMENTAL DETERMINATIONS

112 40

4.1 Measurement of noise generated by efficiency IE3 asynchronous motors of 7,5kW/1000 rpm, respectively, 11kW/1000 rpm powers

112 40

Abstract of doctoral thesis

5

4.1.1 Noise measurements for the induction motor type MAL 160M of 7,5kW power

114 41

4.1.2 Noise measurements for the induction motor type MAL 160L of 11kW power

122 42

4.2 Presentation of SV-100 – analysis platform for noises and vibrations generated by asynchronous motors. Comparative noise determinations for the analyzed motors

130 43

4.3 Conclusions 142 51 CHAPTER 5 THERMAL REGIME ANALYSIS OF THREE PHASE ASYNCHRONOUS MOTORS

144 53

5.1 Thermal model of the three phase asynchronous motor with squirrel cage rotor

145 53

5.2 Thermo vision measurements for the three phase asynchronous motor type MAL 160M

152 57

5.3 Thermo vision measurements for the three phase asynchronous motor type MAL 160L

155 60

5.4 Conclusions 158 61

CHAPTER 6 GENERAL CONCLUSIONS AND ORIGINAL CONTRIBUTIONS. FURTHER RESEARCH DIRECTIONS

159 62

6.1 General conclusions of the thesis 159 62 6.2 Original contributions 160 63

6.3 Further research directions 161 64

REFERENCES 162 65 APPENDIX

Annex 1. Romanian resume

Abstract

170 74 170 74

Annex 2. Curriculum vitae in Romanian

Curriculum vitae in English

171 75 172 76


6

INTRODUCERE 1. Actualitatea şi necesitatea temei Începând cu data de 1.01.2015, conform standardului CEI 60034 secţiunea 30, se impune producerea motoarelor asincrone trifazate cu puteri mai mari de 7,5kW, numai în limtele de randament premium IE3. Încadrarea în această normă de randament implică, automat, reducerea zgomotelor totale generate de aceste motoare conform limitelor prevăzute în acelaşi standard însă la secţiunea a 9a. Unul din obiectivele generale ale lucrării a fost analiza şi modelarea zgomotelor a două motoare de randament premium, în scopul includerii acestora în categoria de randament obligatorie. Din perspectivă practică aceste motoare vor fi utilizate în componenţa morilor de măcinat cereale. Un aspect foarte important, din punctul de vedere al producătorilor de motoare electrice, îl constituie analiza costurilor de producţie necesare încadrării acestor tipuri de motoare în clasa de randament IE3. Din perspectiva instalaţiilor de măsurare a zgomotelor şi vibraţiilor, care au un preţ de cost relativ ridicat, a fost obligatoriu necesară proiectarea, precum şi, realizarea unui echipament în acest sens, care să aibă aceleaşi performanţe, însă la un preţ mult mai scăzut. 2. Problema propusă spre rezolvare Prin intermediul acestei lucrări se doreşte realizarea unui studiu privind nivelurile de zgomote, vibraţii şi încălzire pentru două motoare prototip de randament premium IE3. Aceste motoare sunt de tip MAL 160M, respectiv MAL 160L cu puteri de 7,5kW/1000 rpm şi 11kW/1000 rpm. Din punct de vedere al zgomotelor emise, se va realiza o modelare a acestora prin intermediul programului de element finit FLUX 2D, care va fi comparată cu măsurători practice realizate prin intermediul a două dispozitive – primul un sonometru de tip 2250 Bruel&Kjaer (clasa de precizie 1), iar al doilea un dispozitiv proiectat în cadrul tezei, înglobat într-o platformă integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor. Analiza şi modelarea vibraţiilor vizează determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru componentele celor două motoare. Aceasta se va realiza prin intermediul programului ANSYS 3D. Modelările vor fi validate prin determinări experimentale realizate în laborator, dar şi prin intermediul celei de-a doua componente: a platformei de analiză care se va proiecta – Analiza vibraţiilor. Analiza încălzirii se va efectua prin întocmirea modelului termic al motorului asincron de randament premium IE3, iar validarea rezultatelor se va face prin măsurători de laborator cu ajutorul unei camere de termoviziune.


7

Platforma înglobată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor va conţine şi partea hardware aferentă, de procesare şi analiză a parametrilor măsuraţi. 3. Obiectivele tezei Având în vedere necesitatea acestui studiu, impus prin standardele actuale, principalele obiective ale lucrării sunt următoarele:

1. Realizarea unor modele de motoare de randament IE3 în bazele de date ale programelor studiate – FLUX 2D respectiv ANSYS 3D.

2. Analiza vibratorie (modală) termică şi acustică a celor două prototipuri pentru încadrarea în norma de randament IE3.

3. Realizarea unui mecanism de separare a zgomotelor emise de cele două motoare. 4. Întocmirea unei platforme hardware şi software cu costuri reduse care să permită, cu o

bună precizie, determinarea nivelurilor de zgomot si vibraţii.

4. Metodologia cercetărilor doctorale Lucrarea elaborată este bazată pe studiul unor lucrări recente din domeniu, cărţi, articole ştiinţifice, teze de doctorat, instrumente software menţionate în cadrul Bibliografiei. Din perspectivă substanţială, în cazul motoarelor de inducţie, randamentul total este determinat de nivelurile de zgomot, vibraţii şi încălzire emise. Pentru a putea obţine o analiză completă a celor trei componente meţionate este necesară studierea aprofundată a fiecăreia. Astfel, analiza şi modelarea zgomotelor este utilă mai ales din perspectiva separării acestora la nivel de motor. Forţele electromagnetice din interior creează zgomotul de aceeaşi natură. Vibraţiile de ordin mecanic şi aerodinamic sunt generate de rulmenţi respectiv de ventilator, toate aceste trei componente alcătuiesc zgomotul total al motorului radiat direct în mediul acustic. Analiza modală vibratorie este necesară pentru determinarea frecvenţelor de rezonanţă, în special la nivelul ansamblului carcasă – stator. Analiza termică certifică, funcţional, manifestările celor două analize menţionate, prin distrubuţia încălzirii la nivel de motor. Pe baza datelor de execuţie, oferite de către producător, au fost întocmite modele bidimensionale şi tridimensionale pentru cele două motoare. Caracteristicile de materiale au fost alese din bazele de date ale celor două programe menţionate (FLUX 2D şi ANSYS 3D), iar acolo unde a fost cazul s-au calculat parametrii ţinând cont de alte date tehnice. Programul de element finit FLUX 2D a permis o modelare a zgomotului de natură magnetică, produs de cele două motoare în regim normal de funcţionare. Acest lucru are o semnificaţie deosebit de importantă, întrucât acest tip de zgomot are o pondere foarte mare în producerea zgomotului total. Validarea rezultatelor obţinute s-a cuantificat prin separarea zgomotului, pe componente, şi compararea nivelurilor de zgomot magnetic obţinute.


8

În mod similar, s-a realizat o analiză modală de natură mecanică – respectiv determinarea frecvenţelor de vibraţie prin intermediul programului ANSYS 3D pentru cele două motoare. Analiza s-a realizat pe întreg sistemul motor şi pe componente pentru a determina frecvenţele comune de rezonanţă cu cele ale zgomotului. Validarea acestor rezultate s-a efectuat în cadrul laboratorului de analiză modală al Catedrei de “Rezistenţa Materialelor”, din cadrul Universităţii “Transilvania” Braşov. Măsurătorile de zgomot s-au efectuat în camera semianecoică a întreprinderii producătoare S.C Electroprecizia S.A Săcele – Braşov. Toate măsurătorile s-au efectuat considerând regimul de funcţionare în gol, prin alimentare de la reţea, dar şi prin invertor, iar evaluarea numerică a acestor rezultate s-a efecuat cu ajutorul unui sonometru de tip 2250 Bruel&Kjaer. S-a proiectat şi realizat o platformă de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor pentru aceste categorii de motoare, prin intermediul căreia s-au comparat rezultatele experimentale, obţinute anterior, cu ajutorul aparaturii de laborator. Această platformă include un instrument software şi unul hardware, care oferă o bună precizie a măsurătorilor, în condiţiile unor costuri mici de realizare. Această platformă este utilă, îndeosebi laboratoarelor de cercetare, dar şi oricărui utilizator interesat să măsoare niveluri de vibraţii şi zgomote pentru orice echipament mecanic sau electric. 5. Noutatea ştiinţifică a rezultatelor obţinute În lucrarea de faţă se studiază cele trei componente principale ale randamentului premium, specifice motoarelor asincrone, respectiv: componenta vibraţiilor, a zgomotelor şi a încălzirii. Proiectarea optimă a unui astfel de motor se cuantifică prin evaluarea acestor trei componente, care, implicit, confirmă categoria de randament în care se încadrează. S-au realizat modele noi de analiză vibraţională şi acustică pentru cele două motoare respectiv: MAL 160M şi MAL 160L. Prin intermediul acestor modele s-au determinat frecvenţele radiate în spectrul acustic. Platforma integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor produse de motoarele asincrone SV -100 şi analizorul Vibro M-100 permit determinarea cu uşurinţă a nivelurilor de zgomot şi vibraţii, indiferent de locaţie şi/sau mediul de funcţionare, asigurând o ergonomie şi o precizie bună a măsurătorilor. Analizele de zgomote, vibraţii şi încălzire reprezină o noutate în cazul motoarelor de randament premium IE3 produse la noi in ţară. Prin aceste analize se oferă şi o certificare a producerii în serie a acestora odată cu începutul anului 2015, când secţiunea 30 a standardului CEI 60034 va intra în vigoare.


9

6. Valoarea aplicativă a lucrării Valoarea practică a lucrării poate fi cuantificată prin faptul că determinările efectuate constituie elemente de bază, primare, în analiza şi modelarea motoarelor de randament IE3. Acestea pot fi dezvoltate în aplicaţii/modelări viitoare respectiv:

- Dezvoltarea unor modele pentru motoare cu gabarite diferite, întrucât începând cu data de 1.01.2017 toate motoarele cu puteri mai mici de 7,5 kW vor trebui produse conform normei IE3.

- Optimizarea nivelului de zgomot magnetic şi, implicit, creşterea randamentului motorului.

- Analiza vibraţiilor şi zgomotelor prin intermediul platformei software specializate, proiectate în acest sens SV-100 şi, respectiv, a analizorului Vibro M-100.

- Stabilirea pe baza măsurătorilor efectuate a unor noi modele de componente cu frecvenţe proprii de rezonanţă, de amplitudine redusă.

7. Diseminarea rezultatelor Rezultatele obţinute pe parcursul elaborării lucrării cuprind un număr de 4 lucrări publicate – prim-autor şi 4 lucrări publicate în calitatea de co-autor în volumele unor conferinţe de specialitate naţionale sau internaţionale, din care 2 sunt articole ISI (prim-autor). 8. Structura tezei Această lucrare cuprinde 6 capitole în care se regăsesc un număr de 189 figuri, 64 tabele şi 53 de formule. Capitolul 1 – Stadiul actual privind analiza zgomotului în cazul motoarelor de inducţie trifazate şi definirea mărimilor de bază utilizate – prezintă rezultatele cercetărilor efectuate până în prezent, din perspectiva analizei zgomotului, în cazul motoarelor asincrone trifazate. În structura acestui capitol se definesc şi mărimile de bază utilizate în lucrare, alături de standardele actuale privitoare la normele de zgomot, în cazul maşinilor electrice. Sunt descrise, din perspectivă structurală şi funcţională, sursele de zgomot produse de motoarele electrice, iar la final sunt prezentate aparatele de măsurare a zgomotelor generate de motoarele asincrone. Capitolul 2 – Modelarea zgomotului de natură magnetică utilizând programul de element finit FLUX 2D – prezintă o modelare a zgomotului de natură magnetică folosind programul de element finit Flux 2D. După definirea parametrilor de funcţionare, pentru cele două motoare analizate, (MAL 160M -7,5 kW/1000 rpm şi MAL 160L – 11kW/1000 rpm) s-au prezentat, pe rând, rezultatele modelărilor de zgomot magnetic. S-a considerat alimentarea motoarelor direct de la reţea, precum şi prin invertor la frecvenţele de 40 Hz, 50 Hz şi 60 Hz, ţinând cont de toate particularităţile practice ce apar în funcţionarea acestora.


10

La finalul capitolului toate rezultatele obţinute au fost centralizate şi prezentate în mod comparativ pentru cele două motoare. Capitolul 3 – Modelarea zgomotului de natură mecanică utilizând programul ANSYS 3D – prezintă o modelare a zgomotului de natură mecanică în condiţii similare cu cele din capitolul anterior. După definirea parametrilor de material s-au determinat modurile şi frecvenţele de vibraţie pentru cele două motoare studiate, atât pe ansamblu motor cât şi pe componentă. În a doua parte a capitolului, toate rezultatele obţinute au fost validate de măsurători prin metoda ciocanului de impact, realizate în laboratorul de vibraţii al Universităţii “Transilvania”. Motoarele s-au considerat fixate pe suportul de susţinere, conform modului real de funcţionare, atât în simulări, cât şi în cazul măsurătorilor. Capitolul 4 – Măsurarea zgomotului şi vibraţiilor în cazul motoarelor de inducţie trifazate. Determinări experimentale. Acest capitol este structurat în două părţi principale. Prima parte prezintă măsurătorile de zgomot, efectuate în camera semianecoică, pentru cele două motoare analizate. Mai departe s-a întocmit o separare a zgomotelor în acord cu aparatul teoretic descris în partea introductivă a capitolului. Condiţiile de alimentare ale celor două motoare sunt identice cu cele simulate în Capitolul 2, respectiv alimentare de la reţea, dar şi prin convertor de frecvenţă. A doua parte a capitolului prezintă Platforma integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor produse de motoarele asincrone – SV 100 împreună cu analizorul Vibro M 100. Acestea sunt prezentate din punct de vedere structural şi funcţional, iar la finalul acestei părţi s-au prezentat şi rezultatele măsurătorilor de vibraţii şi zgomote efectuate, în mod comparativ, cu instrumentele standardizate pentru cele două motoare. La sfârşitul capitolului s-au prezentat sub formă grafică ponderile procentuale ale zgomotelor la nivel de motor. Capitolul 5 – Analiza regimului termic al motoarelor asincrone trifazate – prezintă a treia componentă definitorie a randamentului premium pentru motoarele asincrone, şi anume, componenta termică. S-a prezentat baza teoretică de analiză a încălzirii motoarelor, precum şi modelul termic al unui motor asincron trifazat de randament premium. Partea experimentală a constituit-o analiza regimului termic prin intermediul camerei de termoviziune. S-au prezentat sub formă de termograme distribuţiile temperaturilor pentru cele două motoare analizate. Capitolul 6 – Concluzii generale şi contribuţii originale. Direcţii viitoare de cercetare – prezintă concluziile generale asupra lucrării, din perspectivă fenomenologică, reflectate direct, în temeiul interior al celor prezentate. S-au specificat contribuţiile originale ale autorului, precum şi direcţiile viitoare de cercetare.


11

CAPITOLUL 1

STADIUL ACTUAL PRIVIND ANALIZA ZGOMOTULUI ÎN CAZUL MOTOARELOR DE INDUCŢIE TRIFAZATE ŞI DEFINIREA

MĂRIMILOR DE BAZĂ UTILIZATE 1.1 Consideraţii privind stadiul actual în analiza zgomotului în cazul motoarelor de

inducţie trifazate Primele studii asupra problemei zgomotelor la nivelul motoarelor asincrone sunt efectuate de către W. Steil [91] începând cu anul 1919. Atunci s-a testat un motor asincron cu 4 poli căruia i-au fost introduse pe rând mai multe tipuri de rotoare. Cercetătorul german a observat că în cazul rotoarelor cu număr impar de crestături, zgomotul creat în spectrul acustic era mai mare decât în cazul rotoarelor cu număr par de crestături. Acesta a recomandat construcţia rotoarelor cu număr par de crestături în construcţia motoarelor de inducţie. Începând cu anul 1930 Kron şi Jordan [46, 54] stabilesc noi metode de proiectare a motoarelor de inducţie ţinând cont de numărul optim de crestături statorice şi rotorice în vederea reducerii zgomotului acustic. La începutul anilor ’70, odată cu evoluţia proceselor tehnologice s-a impus controlul fin al turaţiei în cazul motoarelor asincrone utilizate în liniile de producţie. Modificarea turaţiei se realizează prin intermediul invertoarelor, care în funcţie de principiul de funcţionare (PWM, SPWM, etc.) introduc armonici suplimentare odată cu reglajul frecvenţei care au ca efect direct creşterea zgomotului total al motorului. Cel mai defavorabil caz apare în momentul în care o componentă din spectrul frecvenţelor forţelor magnetice din întrefier coincide cu una din frecvenţele naturale ale statorului, în această situaţie apărând fenomenul neplăcut din punct de vedere acustic, denumit şi rezonanţă. În jurul anului 1990 Timar şi Belmans încep analiza zgomotelor şi vibraţiilor în cazul motoarelor de inducţie alimentate prin invertor în lucrările [5, 6, 94]. De asemenea studii similare s-au mai efectuat şi în lucrările [4, 29, 33, 42, 67, 68, 79, 80, 84, 105]. În anul 1994 R. Belmans realizează o lucrare de cercetare asupra zgomotelor generate de motoarele asincrone monofazate alimentate prin invertor (de curent şi tensiune) respectiv, în diferite configuraţii ale numărului de crestături statorice şi rotorice. Analize ale zgomotului de natură magnetică s-au realizat utilizând metoda elementului finit şi în lucrările [ 35, 41, 45, 48, 52, 73, 83, 93, 100, 101, 102]. În anul 2006 Jacek Gieras prezintă în lucrarea sa [29] un studiu comparativ asupra zgomotelor emise de motoarele asincrone polifazate alimentate atât de la reţea cât şi prin intermediul invertorului, prezentându-se şi metode de reducere a zgomotelor.


12

Odată cu implementarea tehnologiei de modulaţie SPWM (Space Vector Pulse Width Modulation) la nivelul construcţiei invertoarelor, în anul 2009 s-a realizat de către S. Thangaprakash un studiu care a urmărit reducerea zgomotelor şi vibraţiilor în cazul motoarelor de inducţie alimentate la frecvenţe diferite. În perioada 2009-2010 s-au realizat diferite studii [22, 40] legate de tehnologia de comandă a invertoarelor şi avantajele acestora asupra nivelului scăzut de zgomot generat de motoare. La sfârşitul anului 2013 Konstantinos N. în lucrarea [45] studiază efectul înclinării crestăturilor statorice la alimentarea prin invertor dar şi de la reţea cu implicaţii directe în zgomotul total al unui motor de inducţie şi realizează un model de crestătură ce poate fi implementată în construcţia motoarelor datorită faptului că se obţine zgomot total redus şi randament optim. La nivel naţional, studii asupra zgomotelor şi vibraţiilor generate de motoarele electrice s-au efectuat în diferite lucrări de specialitate [17, 20, 38, 53, 61, 62, 63, 96 ]. De asemenea începând cu anii ’90 s-au elaborat instrumente software de calcul optimizat [86] al motoarelor de inducţie considerând limitele de zgomot şi implict de randament permise şi reglementate de standardele în vigoare. Începând cu anul 2002 s-au elaborat şi programe de calcul al zgomotelor pentru motoare de inducţie monofazate şi trifazate alimentate atât de la reţea cât şi prin invertor [85, 86]. Actualmente şi în ţara noastră se utilizează pentru simularea zgomotului în cazul motoarelor de inducţie, metoda elementului finit [25] întrucât se obţine o mai bună precizie a determinărilor şi un timp de lucru mult mai redus. 1.2 Definirea mărimilor acustice Controlul zgomotului produs de un motor de inducţie are implicaţii directe în randamentul acestuia. Un zgomot total crescut determină un randament scăzut al motorului ceea ce înseamnă costuri de producţie şi mentenanţă mari dar şi o fiabilitate scăzută. Pentru a se realiza analiza din punct de vedere al zgomotului acustic în cazul unui motor de inducţie este fundamental necesară definirea termenilor de bază care intervin în acest caz. Vibraţia [83] reprezintă o mişcare oscilatorie a unui corp elastic de masă m datorate unei forţe exterioare la care a fost supus iniţial corpul. Sunetul reprezintă o consecinţă a vibraţiei transmisă într-un mediu elastic, lichid, solid sau gazos cu frecvenţe cuprinse în domeniul 20 Hz – 20 kHz (domeniu perceptibil de către urechea umană) [21, 49]. Înălţimea sunetului reprezintă caracteristica acestuia la răspunsul în frecvenţă în funcţie de vibraţia pe care o produce unda sonoră. Înălţimea sunetului poate avea diferite frecvenţe care poate genera diferite niveluri de sunet, respectiv: sunet ascuţit (frecvenţe înalte), sunet grav (frecvenţe medii) sau sunet profund ori acut (frecvenţe joase).


13

Presiunea acustică reprezintă presiunea exercitată asupra urechii umane într-un mediu elastic de către o undă sonoră.

( )∫=T

i ttpT

p0

2 d1 (1.1)

în care: pi – presiunea acustică instantanee t – perioada Zgomotul este un sunet emis pe o frecvenţă care creează o senzaţie de disconfort la nivelul urechii umane şi mai departe către creier cu implicaţii directe la nivelul sistemului nervos. Nivelul de presiune acustică [L], al unui sunet de presiune efectivă [p], este dat de relaţia:

0p

plog20L ⋅= , sau2

0pplog10L ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅= (1.5)

în care: 5

0 102p −⋅= N/ m2 şi este presiunea acustică a nivelului de referinţă sau de prag care are corespondent în frecvenţa nivelului de tărie al sunetului etalon la 1 kHz şi un prag de 0 foni. Nivelul de putere acustică [Lp] al unei surse de sunet caracterizată de puterea [P] se calculează cu relaţia [49, 83]:

0

p PPlog10L ⋅= (1.6)

în care: P0=10-12 W este puterea acustică de referinţă. Nivelul de putere acustică nu este o unitate de măsură propriu-zisă, [83] mai concret este un raport între două mărimi fizice, o mărime măsurată direct iar cealaltă adoptată în mod convenţional. 1.3 Efectele zgomotelor şi vibraţiilor Zgomotele şi vibraţiile produc senzaţii de iritabilitate la nivelul urechii umane şi mai departe aceste senzaţii sunt transmise la nivelul creierului sub formă de semnale. Urechea umană percepe frecvenţe cuprinse în domeniul 20 Hz – 20 kHz denumit şi spectru audio [21, 28, 49, 99, 103]. Pentru caracterizarea nivelurilor de zgomot se introduce noţiunea de curbă de tărie acustică. Curbele de tărie acustică [49] reprezintă caracteristicile în frecvenţă ale sensibilităţii urechii umane. În anul 1985 s-au definitivat curbele de tărie acustică pe baza cercetărilor efectuate în timp de mai mulţi cercetători şi care sunt centralizate în standardul ISO 226:2003 [28, 49].


14

Limitele admisibile de zgomot se determină pe bază de standarde sau norme internaţionale [49, 83]. Parametrii de apreciere a limitelor de zgomot se definesc in funcţie de: nivelul presiunii acustice L [dB(A)] pentru un zgomot care nu se modifică semnificativ în timp şi în funcţie de nivelul de zgomot echivalent Laeq [dB(A)] sau L10 [dB(A)] în cazul unui zgomot intermitent sau variabil în timp ( Laeq este definit conform STAS 6161-1/89, iar L10 este definit conform STAS 1957-3/88). 1.3.1 Limitele admisibile ale nivelurilor de zgomot în clădiri

Limitele admisibile ale nivelurilor de zgomot în clădiri se stabilesc în funcţie de utilizarea specifică şi de activităţile ce se desfăşoară în unităţile respective. În tabelul 1.1 se prezintă limitele admisibile de zgomot în clădiri în funcţie de natura activităţii desfăşurate.

Tabelul 1.1 Limitele admisibile ale nivelurilor de zgomot în clădiri Nr. Crt.

Unitatea funcţională Limita admisibilă a nivelului de

zgomot echivalent

interior dB(A)

Numărul de ordine al curbei

corespunzătoare

1. Încăperi de locuit, dormitoare; Spaţii pentru activităţi intelectuale: - birouri cu concentrare mare a atenţiei, săli

de studii, săli de lectură în biblioteci - birouri cu activitate normală, administraţie,

laboratoare, calculatoare - birouri de lucru cu publicul

35

35 40 45

30

30 35 40

Spaţii pentru audiţii: - studio de înregistrări

25

20


15

- laborator de cercetări acustice, audiologie - săli de conferinţe, săli de audiţii, teatru,

concert, spectacole - săli de clasă, amfiteatre

30 30

35

25 25

30

Alte spaţii: - cabinete medicale şi de consultaţii - săli de restaurant şi alte unităţi de

alimentaţie publică, săli de mese - foayere, hoteluri - anexe sociale, vestiare, toalete

35

50 55 45

30

45 50 40

2. Spitale, policlinici, dispensare: - saloane (rezerve) 1-2 paturi - saloane 3 sau mai multe paturi - saloane de terapie intensivă - săli de operaţie şi anexe ale acestora

30 35 35 35

25 30 30 30

3. Grădiniţe, creşe: - dormitoare

30

25

4. Biblioteci: - cabinete individuale de lucru - încăperi pentru eliberarea cărţilor - sala cataloagelor, expoziţii - depozite

30 45 45 -

25 40 40 65

5. Clădiri pentru activităţi culturale şi de divertisment: - sală de repetiţii - sală de şah - sală de gimnastică (dans) - sală de jocuri

30 30 45 50

25 25 40 45

6. Clădiri comerciale şi depozite (inclusiv spaţiile comerciale incluse la parterul şi nivelele inferioare ale clădirilor de locuit): Unităţi de prestări servicii: - spaţii de lucru cu publicul (unităţi de

curăţătorie, croitorii, cizmării, etc.) Unităţi de desfacere cu amănuntul: - spaţii de vânzare şi anexe ale acestora, cu şi

fără agregate frigorifice

50

65

45

60 7. Anexe tehnico-administrative ale halelor de

producţie: - birouri tehnice, cabine de comandă şi

control (dispecerat energetic, dispecerat mijloace de transport rutier, feroviar, naval), laboratoare pentru măsurări, cercetare sau proiectare situate în interiorul sau în imediata apropiere a halelor de producţie

- laboratoare de încercări sau depanări, cabine de supraveghere a proceselor tehnologice

60

75

55

70

În cazul unităţilor funcţionale: apartamente de locuit din clădiri, camere de locuit şi apartamente de cămine, hoteluri şi case de oaspeţi; dormitoare din grădiniţe sau creşe; camere şi saloane de bolnavi din spitale şi policlinici, nivelul de zgomot interior echivalent, datorat


16

tututor surselor de zgomot exterioare (inclusiv agregatelor, din spaţiile comerciale sau din centralele de instalaţii aferente clădirilor), nu trebuie să depăşească cu mai mult de 5 unităţi nivelul de referinţă stabilit prin normativ. 1.4 Reglementări privind normele de zgomot pentru maşinile electrice În cazul maşinilor electrice rotative, limitele admisibile de zgomot sunt prevăzute de norme acustice internaţionale, respectiv de către Comisia Electrotehnică Internaţională (CEI) prin intermediul standardului CEI 60034-9 (Secţiunea Maşini Electrice Rotative). Acest standard specifică nivelul de putere acustică în funcţie de viteză/turaţie, după cum se prezintă în figura următoare [36]: Pentru categoria maşinilor electrice rotative, metodele standardizate de măsurare a zgomotului sunt stabilite de standardele internaţionale: CEI 34-9, ISO 1680, ISO 3741, ISO 3742, ISO 3745. În tabelul 1.4 se prezintă nivelul maxim de putere acustică ponderată [LWA] prevăzut în standardul CEI 60034-9 pentru motoarele asincrone trifazate cu rotorul în scurtcircuit la funcţionare în gol pe diferite categorii de puteri [69].

Tabelul 1.4 Nivelurile maxime de putere acustică ponderată (LWA ) [dB] pentru motoarele asincrone trifazate cu rotorul în scurtcircuit la funcţionare în gol prevăzute de standardul CEI 60034-9

Puterea nominală (Pn) [kW]

8 poli 6 poli 4 poli 2 poli 50 Hz 60 Hz 50 Hz 60 Hz 50 Hz 60 Hz 50 Hz 60 Hz

1.0 < Pn ≤ 2.2 70 71 70 71 70 71 78 85 2.2 < Pn ≤ 5.5 73 76 73 76 73 76 83 88 5.5 < Pn ≤ 11 77 80 77 80 78 81 88 91 11 < Pn ≤ 22 81 84 81 84 85 88 91 94 22 < Pn ≤ 37 84 87 84 87 88 91 93 100 37 < Pn ≤ 55 86 90 87 91 91 95 95 101

55 < Pn ≤ 110 89 93 91 95 95 98 97 104 110 < Pn ≤ 220 94 97 96 99 99 102 100 107 220 < Pn ≤ 440 96 98 98 101 102 105 103 109

440 < Pn ≤ 1000 97 99 99 102 105 108 105 110 1000 < Pn Se stabileşte prin acord contractual

Fig. 1.4 Limitele de zgomot prevăzute de norma CEI 34-9


17

În anul 2008 s-a aprobat secţiunea 30 din normativul 60034 în care se prezintă clasificarea motoarelor în funcţie de randament pe trei categorii respectiv:

-IE 1 standard; -IE 2 randament ridicat; -IE 3 randament premium;

Începând cu data de 1.01.2015 toate motoarele asincrone trifazate cu puteri peste 7.5kW vor trebui produse conform normei IE3 iar din data de 1.01.2017 toate motoarele cu puteri sub 7.5kW vor trebui produse conform normei menţionate anterior. 1.5 Sursele de zgomot in motoarele electrice

Din punct de vedere structural şi funcţional sursele de zgomot produse de motoarele electrice cu rotorul de tip colivie pot fi împărţite în trei categorii după cum urmează: - surse aerodinamice - surse mecanice - surse electromagnetice Prin urmare fiecare dintre aceste surse generează vibraţii proprii care au ca şi efect generarea zgomotelor respectiv: zgomot aerodinamic, zgomot mecanic şi zgomot magnetic [59, 60, 69]. Suma totală a acestor categorii de zgomote creează zgomotul total al motorului generat în spectrul acustic. Pentru separarea zgomotelor, la nivel de laborator, se apelează la diferite procedee tehnice cum ar fi: - antrenarea motorului (fara sarcină la arbore şi cu ventilatorul decuplat) prin intermediul unei curele, de la un motor de test aflat în exteriorul camerei anecoice – pentru stabilirea nivelului de zgomot produs de rulmenţi (zgomot mecanic).Pentru stabilirea zgomotului aerodinamic, se montează ventilatorul şi se procedează în mod identic cu situaţia descrisă anterior iar prin comparaţia cu rezultatul obţinut în prima situaţie se deduce zgomotul aerodinamic. - alimentarea motorului de la sursa de tensiune fără sarcină la arbore cu ventilatorul decuplat – pentru determinarea zgomotului magnetic. Din punct de vedere practic, valoarea zgomotului mecanic produs de rulmenţi depinde în principal de câţiva factori calitativi ai rulmenţilor, ce trebuie luaţi în considerare la proiectarea motorului, respectiv: - condiţiile de lubrifiere din interiorul rulmentului; - sfericitatea rulmentului şi drumul de rulare al bilelor; - temperatura de lucru maximă admisă, fără a se creea deformarea bilelor; - turaţia maximă de lucru. Sursa cea mai importantă de zgomot aerodinamic este ventilatorul. Numarul de pale, unghiul de înclinare, dar şi grosimea acestora depind foarte mult în dimensionarea corectă a ventilatorului, tocmai în scopul reducerii zgomotului dar şi asigurarea unei răciri eficiente. În analiza zgomotului, produs de motoarele electrice, un rol important îl constituie determinarea frecvenţelor naturale ale statorului/carcasei. Un efect foarte neplăcut, din punct de vedere


18

acustic, apare în situaţia în care frecvenţa forţelor magnetice radiale coincide cu una din frecvenţele naturale ale carcasei motorului, având ca efect apariţia fenomenului de rezonanţă. Zgomotul total al unui motor de inducţie depinde în foarte mare măsură şi de frecvenţa de alimentare a acestuia, întrucât la alimentarea prin invertor (turaţie reglabilă), se produc o serie de armonici care vor contribui la modificarea zgomotului total al motorului. Principalele cauze care produc zgomotul de natură electromagnetică sunt date de: - distribuţia neuniformă a crestăturilor; - excentricitatea rotorului faţă de stator; - apariţia fenomenului de magnetostricţiune; - apariţia fenomenului de saturaţie magnetică a tolei. Toate cauzele menţionate mai sus sunt caracterizate, din punct de vedere al distribuţiei spaţio-temporale, de armonici superioare ale câmpului electromagnetic din stator şi rotor, iar zgomotul de natură electromagnetică apare datorită interacţiunii acestor armonici. Din punct de vedere al cauzelor care le produc, undele armonice pot fi împărţite în două categorii respectiv:

I. Armonici de spaţiu: - datorate saturaţiei; - datorate excentricităţii; - datorate distribuţiei neuniforme a înfăşurărilor; - datorate crestăturilor;

II. Armonici de timp: - datorate tensiunii de alimentare nesinusoidale (alimentare prin invertor)

1.6 Aparate de măsură şi metode de măsurare a zgomotului în cazul motoarelor electrice Măsurarea zgomotului generat de motoarele electrice se face cu ajutorul sonometrului în interiorul unei camere anecoice. Conform standardului ISO 1680/1 – care reglementează modul de măsurare al zgomotelor în cazul motoarelor electrice, aparatura de măsură trebuie să fie concepută pentru a măsura nivelurile de putere acustică ponderată A, ca medie pătratică şi în banda de octavă sau 1/3 din octavă mediată în timp precum şi pe suprafaţa de măsurare [65, 66, 76]. Sonometrul utilizat în această lucrare cu care s-au realizat în primă fază măsurătorile este produs de firma Bruel&Kjaer de tip 2250 prezentat în figura 1.12. Acest sonometru permite înregistrarea nivelului global de presiune acustică după un timp prestabilit de către utilizator.

Fig. 1.12 Sonometru Bruel&Kjaer de tip 2250


19

Traductorul acustic utilizat pentru evaluarea nivelului de zgomot în cazul sonometrului de tip 2250 este un microfon piezoelectric (fig.1.13) tip 4189 cu o sensibilitate de 50mV/Pa şi capacitate de 14pF la 250 Hz. Măsurătorile de zgomot trebuiesc efectuate într-o cameră semianecoică după cerinţele specificate în standardul 1680/1. Caracteristicile tehnice ale camerei semianecoice de la întreprinderea Electroprecizia Săcele (acolo unde s-au efectuat măsurătorile de zgomot) sunt următoarele: - domeniul analizei de frecvenţe de la 22 Hz la 40000 Hz; - nivelul zgomotului de fond sub 5 dB; - erori de măsurare ≤ 0.5 dB; - dimensiunile geometrice ale sălii: 3 m × 3,5 m × 2,45 m; 1.7 Concluzii Prezentarea aparatului teoretic de analiză al zgomotelor în cazul motoarelor asincrone este deosebit de util. Relaţiile de calcul permit determinarea cu uşurinţă a parametrilor aferenţi zgomotelor atât la modul cel mai general cât şi în cazul analizei motoarelor asincrone. Standardele prezentate permit verificarea directă a valorilor de zgomote obţinute în cadrul simulărilor sau a măsurătorilor experimentale. Rezultatele determinării zgomotului în mod analitic şi numeric pot să difere în mod semnificativ faţă de măsurătorile efectuate. Forţele care generează vibraţii şi zgomote sunt doar o mică parte din forţa principală produsă prin interacţiunea curentului fundamental cu componenta fundamentală normală a densităţii fluxului magnetic. Puterea transformată în zgomot este aproximativ 10-6 până la 10-4 din puterea de intrare. Acurateţea determinării nivelului de putere acustică nu depinde doar de exactitatea modelului, ci şi de exactitatea datelor de intrare (de ex: influenţa saturaţiei magnetice pe deschiderea crestăturilor, coeficientul de amortizare, modulul de elasticitate, armonicile superioare, etc). Toate aceste date de intrare sunt totuşi dificil de determinat.

Fig. 1.13 Microfonul de tip 4189 utilizat în construcţia sonometrului


20

CAPITOLUL 2 MODELAREA ZGOMOTULUI DE NATURĂ MAGNETICĂ UTILIZÂND

PROGRAMUL DE ELEMENT FINIT FLUX 2D S-au studiat două motoare asincrone trifazate de gabarit 160: MAL 160M - 7,5 kW/1000 rpm 3 poli respectiv MAL 160L - 11 kW/1000 rpm 3 poli înfăşurări simplu strat, norma de randament IE3. Alimentarea acestora s-a considerat atât de la reţea (50 Hz) cât şi prin invertor trifazat la frecvenţele de 40 Hz, 50Hz şi 60 Hz. Capitolul de faţă se referă la analiza zgomotului magnetic pentru cele două motoare. Pentru această analiză s-a utilizat programul de element finit FLUX 2D, care, pe parametrilor introduşi a calculat zgomotul magnetic creat de motor precum şi alţi parametrii ce apar în funcţionarea de regim normal si fară sarcină a motoarelor asincrone trifazate [13, 14]. Analiza zgomotului de natură mecanică s-a realizat prin intermediul programului de element finit ANSYS 3D iar în cadrul acestei analize s-a urmărit determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru fiecare element component al celor două motoare în mod separat dar şi asamblate toate aceste date sunt prezentate în capitolul 3. Modelarea zgomotelor de natură mecanică şi magnetică este necesară pentru evaluarea zgomotului total produs de fiecare motor şi compararea cu rezultatele experimentale obţinute în condiţiile validării de către standardul 60034-9 pentru maşini electrice rotative norma de randament IE3 care va intra în vigoare începând cu data de 01.01.2015 pentru motoare cu puteri mai mari de 7,5 kW. 2.1 Definirea parametrilor de funcţionare pentru motoarele studiate Parametrii motorului asincron trifazat de tip MAL 160 M cu puterea de 7,5 kW/1000 rpm sunt prezentaţi în tabelul 2.1.

Tabelul 2.1 Parametrii motorului asincron trifazat cu puterea de 7,5 kW/1000 rpm Putere [kW] 7,5 Viteză de sincronism [rpm] 1000 Tensiune nominală [V] 400 Frecvenţă [Hz] 50 Grad de protecţie IP 55 Clasa de izolaţie / Clasa de temperatură F/B Lungimea fierului [mm] 220 Număr crestături statorice 36 Număr crestături rotorice 26 Înălţimea întrefierului [mm] 0,5 Perechi de poli 3 Cuplu pornire/Cuplu nominal 2,51 Randament [%] 0,88


21

Alunecare [%] 4,0 Factor de putere 0,65 Curent pornire/Curent nominal 5,22 Tip tolă stator M400-65 Numărul de straturi - înfăşurare stator 1 Numărul de spire pe fază - stator 180 Diametrul conductorului –stator [mm] 4x0.94 Lungimea carcasei [mm] 449

Diametrul exterior carcasă [mm] 260 Masa [kg] 87 Rezistenţa înfăşurării statorice la 20 °C [Ω]

0,914

Curentul absorbit la funcţionarea în gol [A]

13,1

În cazul motorului asincron trifazat cu rotorul în scurtcircuit de tip MAL 160 L cu puterea de 11kW/1000 rpm parametrii tehnici şi constructivi furnizaţi de către producător sunt prezentaţi în tabelul 2.2.

Tabelul 2.2 Parametrii motorului asincron trifazat cu puterea de 11 kW/1000 rpm Putere [kW] 11 Viteză de sincronism [rpm] 1000 Tensiune nominală [V] 400 Frecvenţă [Hz] 50 Grad de protecţie IP 55 Clasa de izolaţie / Clasa de temperatură F/B Lungimea fierului [mm] 280 Număr crestături statorice 36 Număr crestături rotorice 26 Înălţimea întrefierului [mm] 0,50 Perechi de poli 3 Cuplu pornire/Cuplu nominal 2,2 Randament [%] 0,89 Alunecare [%] 3,45 Factor de putere 0,69 Curent pornire/Curent nominal 4,8 Tip tolă stator M400-65 Numărul de straturi - înfăşurare stator 1 Numărul de spire pe fază - stator 144 Diametrul conductorului –stator [mm] 2x0,9 +2x0,95 Lungimea carcasei [mm] 449 Diametrul exterior carcasă [mm] 260 Masa [kg] 88,5 Rezistenţa înfăşurării statorice la 20 °C [Ω]

0,809

Curentul absorbit la funcţionarea în gol [A]

16,1

Schemele electrice echivalente pentru cele două motoare sunt reprezentate în figurile 2.1 şi 2.2. Acestea sunt necesare cu precădere pentru simularea zgomotului magnetic prin intermediul programului de element finit FLUX 2D [24, 56].


22

Tabelul 2.3 Valorile elementelor aferente schemei Tabelul 2.4 Valorile elementelor aferente schemei electrice pentru motorul de tip MAL 160 M (7.5kW) electrice pentru motorul de tip MAL 160 L (11kW)

Parametru Denumire în Flux 2D Valoare

Sursă de tensiune [V] V _ U 400 Sursă de tensiune [V] V _ V 400 Sursă de tensiune [V] V _ W 400

Rezistenţă internă sursă [Ω] R_U 0.9

Rezistenţă internă sursă [Ω] R_V 0.9

Rezistenţă internă sursă [Ω] R_W 0.9

Rezistenţă [Ω] R1 106 Rezistenţă [Ω] R2 106 Rezistenţă [Ω] R3 106

Rezistenţă bobină de fază [Ω] BOB1PH1 0,914






Inductanţa capătului de înfăşurare [H] L_U 51.12

x10-3 Inductanţa capătului de

înfăşurare [H] L_V 51.12 x10-3

Inductanţa capătului de înfăşurare [H] L_W 51.12

x10-3

Parametru Denumire în Flux 2D Valoare

Sursă de tensiune [V] V _ U 400 Sursă de tensiune [V] V _ V 400 Sursă de tensiune [V] V _ W 400

Rezistenţă internă sursă [Ω] R_U 0.9

Rezistenţă internă sursă [Ω] R_V 0.9

Rezistenţă internă sursă [Ω] R_W 0.9

Rezistenţă [Ω] R1 106 Rezistenţă [Ω] R2 106 Rezistenţă [Ω] R3 106







Inductanţa capătului de înfăşurare [H] L_U 72.16

x10-3 Inductanţa capătului

de înfăşurare [H] L_V 72.16 x10-3

Inductanţa capătului de înfăşurare [H] L_W 72.16

x10-3

Fig. 2.1 Schema electrică echivalentă a motorulului asincron

trifazat cu puterea de 7.5 kW/1000 rpm

Fig. 2.2 Schema electrică echivalentă a motorulului asincron

trifazat cu puterea de 11 kW/1000 rpm


23

2.2 Modelarea şi analiza zgomotului magnetic pentru motorul asincron trifazat de randament premium de tip MAL 160M cu puterea de 7.5 kW/1000 rpm În analiza zgomotului magnetic se generează /calculează următorii parametrii:

- Distribuţia inducţiei magnetice în secţiunea motorului; - Distribuţia liniilor de câmp magnetic în secţiune; - Valoarea şi graficul inducţiei magnetice în întrefier; - Nivelul continuu al presiunii acustice în funcţie de amplitudinea armonicilor, respectiv

nivelul de zgomot magnetic radiat în spectrul acustic. Fiecare parametru de mai sus caracterizează din punct de vedere fenomenologic dar şi structural zgomotul magnetic. Geometria miezului magnetic şi tipul de crestături utilizate pentru motorul de tip MAL 160M, 7.5 kW/1000 rpm a fost realizată utilizând programul FLUX 2D şi este prezentată în figura 2.7.

Reţeaua de elemente finite şi raportul acesteia, generate în cazul motorului asincron trifazat de randament premium cu puterea de 7.5 kW /1000 rpm, sunt prezentate în figura 2.9 şi tabelul 2.7.

Tabelul 2.7 Datele reţelei de elemente finite Procentul de elemente neevaluate 0 %

Procentul de elemente de calitate excelentă 98.89 % Procentul de elemente de calitate bună 1.07%

Procentul de elemente de calitate medie 0.04 % Procentul de elemente de calitate slabă 0%

Procentul de elemente anormale 0 % Numărul de noduri 87257

Ordinul elementelor reţelei 2

Fig. 2.7 Geometria miezului magnetic pentru motorul MAL 160M-7.5 kW/ 1000 rpm

Fig. 2.8 a) crestătură statorică; b) crestătură rotorică;

Fig. 2.9 Reţeaua de elemente finite generată în cazul motorulului

asincron trifazat cu puterea de 7.5 kW/1000 rpm


24

În continuare se vor prezenta distribuţiile magnetice şi liniile de câmp în secţiune (după finalizarea regimului tranzitoriu de la pornire), care caracterizează atât din punct de vedere structural cât şi fenomenologic, zgomotul de natură electromagnetică generat de motorul de tip MAL 160M cu puterea de 7.5 kW/1000 rpm, randament premium IE3. Datorita distribuţiei spaţio – temporale limitate valorile medii ale zgomotului magnetic sunt prezentate sub formă tabelară.

I. Alimentare prin invertor la frecvenţa de 40 Hz

II. Analiza comparativă în cazul alimentării prin invertor la frecvenţa de 50 Hz şi direct de la reţea

Fig. 2.10 Distribuţia inducţiei magnetice (în

secţiune) pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 7,5 kW/1000 rpm

Fig. 2.11 Distribuţia liniilor de câmp pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 7,5

kW/1000 rpm

Fig. 2.14 Distribuţia inducţiei magnetice (în secţiune) pentru motorul studiat, alimentat: a)

prin invertor la frecvenţa de 50 Hz; b) direct de la reţea


25

III. Alimentare prin invertor la frecvenţa de 60 Hz

2.3 Modelarea şi analiza zgomotului magnetic pentru motorul asincron trifazat de randament premium de tip MAL 160L cu puterea de 11 kW/1000 rpm Algoritmul funcţional prin care se analizează zgomotul magnetic în cazul motorului de tip MAL 160L cu puterea de 11kW/1000 rpm este simlar cu cel prezentat anterior. În cadrul analizei efectuate s-a considerat că motorul funcţionează în regim normal şi fără sarcină la arbore. În primă fază se prezintă geometria şi tipurile de crestături statorică respectiv rotorică din structura miezului magnetic realizate prin intermediul platfomei specializate din componenţa programului FLUX 2D.

Fig. 2.15 Distribuţia liniilor de câmp pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 7,5 kW/1000 rpm alimentat: a) prin invertor la frecvenţa de 50 Hz; b) direct de

la reţea

Fig. 2.18 Distribuţia inducţiei magnetice (în secţiune) pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 7,5 kW/1000 rpm

Fig. 2.19 Distribuţia liniilor de câmp pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 7,5

kW/1000 rpm


26

Din punct de vedere al geometriei miezului magnetic, atât motorul cu puterea de 11kW cât şi cel cu puterea de 7.5 kW sunt identice. Reţeaua de elemente finite generată de program, în cazul motorului asincron trifazat de randament premium cu puterea de 11 kW /1000 rpm este prezentată în figura 2.24. Raportul generat de program al acestei transformări este prezentat în tabelul următor.

Tabelul 2.8 Structura reţelei de elemente finite Procentul de elemente neevaluate 0 %

Procentul de elemente de calitate excelentă 98.91 % Procentul de elemente de calitate bună 1.07%

Procentul de elemente de calitate medie 0.01 % Procentul de elemente de calitate slabă 0%

Procentul de elemente anormale 0 % Numărul de noduri 86129

Ordinul elementelor reţelei 2 În mod comparativ cu reţeaua motorului studiat anterior se observă faptul că procentul de elemente de calitate excelentă este diferit. Acest lucru se datorează faptului că prin intermediul metodei de calcul identice, în cazul motorului cu puterea de 11kW s-au putut identifica mai puţine noduri de reţea şi implicit acest fenomen a dus la această diferenţă nesemnificativă din punct de vedere practic. Pentru analiza zgomotului magnetic, aşa cum s-a procedat şi în cazul motorului studiat anterior se va considera alimentarea motorului atât de la reţea cât şi prin invertor.

Fig. 2.22 Geometria miezului magnetic pentru motorul MAL 160L-11 kW/1000 rpm

Fig. 2.23 a) crestătură statorică; b) crestătură rotorică;

Fig. 2.24 Reţeaua de elemente finite generată în cazul

motorulului asincron trifazat cu puterea de 11 kW/1000 rpm


27

I. Alimentare prin invertor la frecvenţa de 40 Hz

II. Alimentare direct de la reţea (50Hz) şi prin invertor 50Hz

Fig. 2.25 Distribuţia inducţiei magnetice (în secţiune)

pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 11 kW/1000 rpm

Fig. 2.26 Distribuţia liniilor de câmp pentru

motorul asincron trifazat cu puterea de 11 kW/1000 rpm

Fig. 2.29 Distribuţia inducţiei magnetice (în secţiune) pentru motorul studiat,

alimentat: a) prin invertor la frecvenţa de 50 Hz; b) direct de la reţea

Fig. 2.30 Distribuţia liniilor de câmp pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 11

kW/1000 rpm alimentat: a) prin invertor la frecvenţa de 50 Hz; b) direct de la reţea


28

III. Alimentare prin invertor la frecvenţa de 60 Hz

2.4 Concluzii Conform documentaţiei tehnice de specialitate [30, 39, 68] în cazul motoarelor de randament premium IE3, componenta magnetică a zgomotului radiat în mediu are cea mai mare pondere în producerea zgomotului total. Din perspectiva generării zgomotului magnetic s-a realizat o comparaţie a valorii acestuia pentru ambele motoare la cele trei frecvenţe de alimentare, prin invertor (40 Hz, 50 Hz, 60 Hz) respectiv, alimentare de la reţea (50 Hz). Aceste rezultate sunt prezentate în tabelul următor. Tabelul 2.9 Nivelul de zgomot magnetic generat de cele două motoare analizate, respectiv 7.5 kW/1000

rpm şi 11 kW/1000 rpm Modul de alimentare şi frecvenţa de

alimentare

Valoarea medie a zgomotului magnetic modelat prin intermediul programului

FLUX 2D [dB]

Motor 7.5 kW-1000 rpm

Motor 11 kW-1000 rpm

Invertor 40 Hz 44.8 42.3 Invertor 50 Hz 43.9 43.4 Reţea 50 Hz 39.8 37.9

Invertor 60 Hz 46.4 51.6 Datorită faptului că aceste două motoare sunt identice din punct de vedere constructiv, singura diferenţă este dată de caracteriticile înfăşurărilor statorice, cuantificate prin valorile zgomotului magnetic modelat prezentate în tabelul anterior. Topologia şi modelul matematic al invertorului implementat pentru analiza zgomotului magnetic au fost realizate în conformitate cu schema reală a invertorului trifazat cu care s-au făcut măsurătorile practice de zgomot.

Fig. 2.33 Distribuţia inducţiei magnetice (în secţiune) pentru motorul asincron trifazat cu

puterea de 11 kW/1000 rpm

Fig. 2.34 Distribuţia liniilor de câmp pentru motorul asincron trifazat cu puterea de 11

kW/1000 rpm


29

Din punct de vedere practic reducerea zgomotului magnetic (reducerea armonicilor câmpului) se realizează prin următoarele metode: – alegerea numărului optim de crestături statorice şi rotorice; – alegerea unei scurtări corespunzătoare a pasului de înfăşurare; – înclinarea crestăturilor (la nivel de rotor); – mărirea întrefierului motorului. Pentru a limita oscilaţia datorată forţelor magnetice, este necesară o analiză foarte minuţioasă a acestor cauze din punctul de vedere al numărului corespunzător de crestături. După cum s-a arătat în capitolul anterior, raportul numărului de crestături din stator şi din rotor are o influenţă esenţială asupra forţelor radiale şi implicit asupra zgomotului total.


30

CAPITOLUL 3

MODELAREA ZGOMOTULUI DE NATURĂ MECANICĂ UTILIZÂND PROGRAMUL ANSYS 3D

3.1 Definirea parametrilor de material pentru motoarele analizate În cazul analizei frecvenţelor de vibraţie pentru cele două motoare studiate se definesc în primă fază caracteristicile materialelor utilizate în construcţia acestora. Aceste date sunt preluate de la producător sau după caz se regăsesc în baza de date internă a programului de element finit cu care s-a facut modelarea –Ansys 3D. Proprietăţile aluminiului utilizat în construcţia carcaselor dar şi a barelor rotorice sunt prezentate în tabelul 3.1.

Tabelul 3.1 Proprietăţile aluminiului necesare analizei modale Densitate [kg/m3] 2770 Coeficient de expansiune termică [1/C] 2.3 ·10-5

Căldura specifică [J/kgC] 875 Modulul lui Young [Pa] 7.1 · 1010

Raportul lui Poisson 0.33 În cazul infăşurărilor se utilizează, din punct de vedere al materialului existent în crestături, cuprul. Proprietăţile acestui material sunt prezentate în tabelul următor.

Tabelul 3.2 Proprietăţile cuprului utilizat în construcţia înfăşurării statorice Densitate [kg/m3] 8300 Coeficient de expansiune termică [1/C] 1.8 ·10-5


Raportul lui Poisson 0.34 Proprietăţile tolei M 400 – 65 sunt prezentate în tabelul 3.3. De menţionat faptul că în cazul acestui tip de tolă parametrii prezentaţi sunt cei care se utilizează pentru analiza modală a sistemului. În situaţia în care se doreşte o altă analiză sunt necesare şi alte date suplimentare.

Tabelul 3.3 Proprietăţile tolei M400 - 65 Densitate [kg/m3] 7850 Coeficient de expansiune termică [1/C] 1.2 ·10-5

Modulul lui Young [Pa] 2 · 1011

Raportul lui Poisson 0.30 Ventilatoarele de răcire sunt confecţionate din material plastic rigid cu densitatea de 2250 [kg/m3]. În cazul arborilor şi a şuruburilor de fixare datele pentru materialul utilizat în construcţia acestora sunt prezentate în tabelul 3.4.


31

Tabelul 3.4 Proprietăţile fierului utilizat în construcţia arborilor şi a şuruburilor de fixare

Densitate [kg/m3] 7200 Coeficient de expansiune termică [1/C] 1.1 ·10-5


Raportul lui Poisson 0.28 Temperatura de referinţă definită prin proprietăţile materialului la care s-au făcut determinările este de 220 C. În analiza modală a vibraţiilor s-au considerat, din perspectiva condiţiilor de frontieră şi punctele de reazem (cu amortizarea specifică) pentru motoarele analizate. Frecvenţa de vibraţie pentru o maşină electrică la un mod oarecare m de vibraţie este dată de relaţia [11, 21, 28, 75]:

st

m xg

gmgk

mkf ⋅

π=

⋅⋅

⋅π

=⋅π

=21

21

21

[Hz] (3.1)

unde k - este constanta elastică a suspensiei elastice [N/m]; m - masa maşinii [kg]; g – acceleraţia gravitaţională (g = 9,81 m/s2);

xst – deformaţia statică ( kgmxst

⋅= ) , [m].

deformaţia statică va fi dată de expresia:

22481.9

mst f

x⋅⋅

=π

[m] (3.3)

Relaţia (3.3) exprimă deformaţia pentru momentul static în care se află sistemul mecanic (motorul) analizat. În cazul în care motorul funcţionează în sarcină la o turaţie n relaţia de calcul a deformaţiei este dată de relaţia [87, 95]:

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅=

Tnxst

119002 [m] (3.4)

în care: n – turaţia motorului; T – transmisibilitatea.


32

3.2 Determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru motorul asincron trifazat de randament premium cu puterea de 7.5 kW/1000 rpm Analiza modală s-a efectuat pentru fiecare subansamblu în parte respectiv pentru tot motorul asamblat. Frecvenţele şi modurile de vibraţie obţinute au fost validate de partea experimentală efectuată prin metoda ciocanului de impact. Elementele componente ale motorului de randament premium IE3 de tip MAL 160M- 7.5 kW/1000 rpm sunt prezentate în figurile următoare. Statorul motorului asincron studiat de gabarit 160, confecţionat din tole de tip M400-65 cu un număr de 36 crestături este prezentat în figura 3.2.

Rotorul motorului asincron studiat este de tip colivie şi conţine un număr de 26 de crestături cu bare rotorice din aluminiu scurtcircuitate la capete. Geometria acestuia este prezentată în figura 3.3.Geometria capacelor de fixare şi a rulmenţilor de tip 6909Z se prezintă în figurile 3.4 respectiv 3.5.

Fig. 3.1 Carcasa motorului de tip MAL 160 M -

7.5kW/1000 rpm

Fig. 3.2 Statorul motorului de tip MAL 160 M-7.5kW/1000 rpm

Fig. 3.4 Capacele motorului de tip MAL 160 M-

7.5kW/1000 rpm

Fig. 3.5 Rulmenţii de tip 6909Z

Fig. 3.3 Rotorul motorului de tip MAL 160

M-7.5kW/1000 rpm

Fig. 3.6 Axul motorului de tip MAL 160M


33

Întregul ansamblu al motorului de gabarit 160 (cu toate piesele asamblate) este prezentat în figura 3.7. Din considerente spaţiale nu se vor mai prezenta sub formă grafică reţelele de elemente finite aplicate pe fiecare componentă ci direct rezultatul simulării obţinute. În continuare se vor prezenta în mod centralizat valorile frecvenţelor de vibraţie pentru fiecare componentă a motorului studiată precum şi cele mai semnificative reprezentări grafice ale modurilor de vibraţie la nivel de componente dar şi de motor asamblat. Modurile şi frecvenţele proprii de vibraţie simulate pentru motorul de tip MAL 160M – 7.5kW/1000 rpm sunt prezentate în tabelul 3.5.

Tabelul 3.5 Modurile şi frecvenţele proprii de vibraţie pentru motorul de tip MAL 160M

Carcasă Stator Carcasă- stator

Rotor

Motor asamblat

Modul Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

1 81.187 1.72 26.17 6 6.2 2 186.24 2.36 40.87 44.2 10.4 3 271.46 2.72 48.71 88.12 12.9 4 463.61 8.439 59.95 427 22 5 501.41 8.4997 85.17 470.65 46.2 6 793.39 13.039 151.95 562 62.9 7 1009.9 708.1 230.2 730 78 8 1021.1 940 273.81 917 152.12 9 1178.7 1000.6 310.12 984.96 250

10 1276.6 1176 830 1120 296 11 1406 1250 1009 1149 503 12 1545.8 1358.7 1050 1191.17 784 13 1709.1 1420.8 1166.5 1210 1009.2 14 1723.3 1558.3 1191 1264.95 1493.16 15 1774.5 1620 1209 1294 2274

Fig. 3.7 Geometria motorului de tip MAL 160M – 7.5kW/1000

rpm


34

Fig. 3.10 Modul 4 de vibraţie al carcasei pentru motorul MAL 160 M (f = 463.61 Hz)

Fig. 3.15 Modul 10 de vibraţie al statorului pentru motorul MAL 160 M (f = 1176 Hz)

Fig. 3.19 Modul 15 de vibraţie al

ansamblului stator - carcasă pentru motorul MAL 160 M (f = 1209 Hz)

Fig. 3.24 Modul 15 de vibraţie al rotorului pentru motorul MAL 160 M (f = 1294 Hz)

Fig. 3.28 Modul 15 de vibraţie motorului asamblat de tip MAL 160 M (f = 2274 Hz)


35

3.3 Determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru motorul asincron trifazat de randament premium cu puterea de 11 kW/1000 rpm Datorită faptului că cele două motoare au aceeaşi geometrie, în cadrul acestei analize nu se vor mai prezenta modurile de vibraţie şi frecvenţele acestora pentru toate elementele componente ci doar cele care sunt diferite din punct de vedere geometric. Diferenţa majoră între componente, constă în faptul că motorul de tip MAL 160 L cu puterea de 11 kW/1000 rpm are o lungime a miezului statoric mai mare, respectiv un număr mai mare de spire pe crestatură în cazul înfăşurării statorice. Statorul motorului asincron de tip MAL 160 L este confecţionat din tole de tip M400-65 cu un număr de 36 crestături şi este prezentat în figura 3.29. Rotorul motorului asincron studiat este de tip colivie si conţine un număr de 26 de crestături străbătute de bare rotorice din aluminiu scurtcircuitate la capete - în mod identic cu motorul studiat în subcapitolul anterior. Geometria acestuia este prezentată în figura 3.30. Întregul ansamblu al motorului de tip MAL 160 L cu puterea 11kW/1000 rpm (cu toate piesele asamblate) este prezentat în figura 3.31.

Fig. 3.29 Statorul motorului de tip MAL 160 L – 11 kW/1000

rpm

Fig. 3.30 Rotorul motorului de tip MAL 160 L – 11 kW/1000 rpm

Fig. 3.31 Geometria motorului de tip MAL 160L – 11 kW/1000 rpm


36

În mod similar cu motorul studiat anterior se vor prezenta sub formă centralizată valorile frecvenţelor de vibraţie pentru fiecare componentă a motorului precum şi cele mai semnificative reprezentări grafice ale modurilor de vibraţie la nivel de componente dar şi de motor asamblat.

Tabelul 3.6 Modurile şi frecvenţele proprii de vibraţie pentru motorul de tip MAL 160 L

Carcasă Stator Carcasă- stator

Rotor

Motor asamblat


Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

1 81.187 1.72 26.17 6 6.2 2 186.24 2.36 40.87 44.2 10.4 3 271.46 2.72 48.71 88.12 12.9 4 463.61 8.439 59.95 427 22 5 501.41 8.4997 85.17 470.65 46.2 6 793.39 13.039 151.95 562 62.9 7 1009.9 708.1 230.2 730 78 8 1021.1 940 273.81 917 152.12 9 1178.7 1000.6 310.12 984.96 250

10 1276.6 1176 830 1120 296 11 1406 1250 1009 1149 503 12 1545.8 1358.7 1050 1191.17 784 13 1709.1 1420.8 1166.5 1210 1009.2 14 1723.3 1558.3 1191 1264.95 1493.16 15 1774.5 1620 1209 1294 2274

Fig. 3.34 Modul 5 de vibraţie al statorului pentru

motorul MAL 160 L (f = 13.42 Hz)

Fig. 3.38 Modul 13 de vibraţie al rotorului pentru

motorul MAL 160 L (f = 946 Hz)

Fig. 3.41 Modul 15 de vibraţie al ansamblului stator - carcasă pentru motorul MAL 160 M (f = 1056.89 Hz)

Fig. 3.44 Modul 14 de vibraţie al ansamblului stator - carcasă pentru motorul MAL 160 L (f = 1571.48 Hz)


37

3.4 Validarea rezultatelor Pentru determinarea frecvenţelor de vibraţie, în cazul celor două motoare studiate s-a utilizat metoda ciocanului de impact. Măsurătorile au fost efectuate în cadrul laboratorului de vibraţii al Facultăţii de Inginerie Mecanică de la Universitatea “Transilvania” Braşov. În cadrul studiului de faţă s-a utilizat platforma PULSE 12 produsă de firma Bruel&Kjaer. Schema bloc a întregului stand de măsură a vibraţiilor în cazul motoarelor de tip MAL 160 M respectiv MAL 160 L este prezentată în figura 3.45.

Măsurarea deformaţiei la nivelul carcasei se face prin intermediul unui accelerometru. Amplificatorul realizează o creştere în amplitudine a undei provenite de la accelerometru pentru a stabili nivelul optim al semnalului la intrarea plăcii de achiziţie a datelor. Achiziţia datelor se face prin intermediul unui modul dedicat, care în prealabil realizează conversia analog - digitală a semnalului măsurat. Datele furnizate de placa de achiziţii sunt prezentate şi prelucrate cu ajutorul unui program de analiză modală care realizează o analiză FFT a semnalului provenit de la accelerometru. În cazul standului de faţă placa de achiziţie a datelor are un număr de 8 intrări analogice şi 2 ieşiri digitale. Determinările efectuate au constat în analiza frecvenţelor de vibraţie pentru ansamblul carcasă-stator, rotor, respectiv motor asamblat. Din perspectiva punctelor de reazem s-a realizat o impunere identică cu cea din realitate aşa cum s-a considerat şi în cadrul analizei software. Valorile centralizate ale frecvenţelor de vibraţie obţinute pentru cele două motoare studiate sunt prezentate în tabelele 3.7 respectiv 3.8.

Fig. 3.45 Schema bloc a standului utilizat pentru determinarea frecvenţelor de vibraţii în cazul motoarelor studiate prin metoda ciocanului de impact


38

Tabelul 3.7 Modurile şi frecvenţele proprii de vibraţie pentru motorul de tip MAL 160 M -7.5 kW/1000 rpm determinate prin metoda ciocanului de impact

Tabelul 3.8 Modurile şi frecvenţele proprii de vibraţie pentru motorul de tip MAL 160 L -11 kW/1000 rpm determinate prin metoda ciocanului de impact

Dispunerea accelerometrelor în cazul ansamblului carcasă-stator pentru motorul de tip MAL 160 L (11 kW/1000 rpm)s-a realizat conform figurii 3.52.

Carcasă- stator

Rotor

Motor asamblat


Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

1 29 6 4 2 37 44 8 3 48 88 13 4 61 428 22 5 83 470 46 6 152 560 63 7 230 729 77 8 273 917 152 9 310 985 251

10 830 1120 297 11 1009 1149 503 12 1057 1191 784 13 1166 1210 1009 14 1191 1265 1493 15 1209 1294 2274

Carcasă- stator

Rotor

Motor asamblat


Frecvenţa [Hz]

Frecvenţa [Hz]

1 8 37 4 2 17 42 10 3 37 86 15 4 87 178 26 5 144 181 38 6 176 414 56 7 462 428 78 8 658 657 146 9 820 692 248

10 856 712 290 11 910 734 501 12 930 868 794 13 987 946 1108 14 1024 987 1571 15 1057 1152 2282

Fig. 3.52 Amplasarea accelerometrelor pentru ansamblul stator-carcasă în cazul motorului de

tip MAL 160 L -11 kW/1000 rpm


39

3.5 Concluzii Valorile frecvenţelor de vibraţie ale ansamblului carcasă-stator diferă într-o mică măsură faţă de cele determinate prin intermediul programului ANSYS 3D, întrucât structura materialelor utilizate în execuţia componentelor este una neomogenă. Totodată, s-a modificat şi baza de date a materialelor din structura programului cu parametrii aferenţi. Aceştia sunt prezentaţi la începutul capitolului. În cazul analizei frecvenţelor de vibraţie, pentru varianta de motoare asamblate, modurile de vibraţie au valori identice ale frecvenţelor. Din punct de vedere principial, acest fenomen se datorează, faptului că cele două motoare au aceeaşi geometrie. Diferenţa majoră (aşa cum s-a mai mentionat anterior) constă în lungimea mai mare a miezului statoric (şi implicit a miezului rotoric) pentru motorul de tip MAL 160L cu puterea de 11 kW/1000 rpm. De menţionat este faptul că modurile cele mai semnificative de vibraţie pentru cele două motoare, la frecvenţele specificate (prezentate în analizele anterioare), sunt de fapt frecvenţele de rezonanţă ale acestora, situaţie valabilă şi în cazul analizei pe componente. Analiza vibraţiilor pentru cele două motoare studiate, a fost necesară întrucât vibraţiile generează zgomote. Controlul eficient al vibraţiilor, sau analiza acestora oferă un răspuns al randamentului motorului din perspectiva proiectării. În situaţiile în care nivelurile de zgomot/vibraţii nu sunt identificate prin normativ cu statutul motorului acesta se va reproiecta. Aşa cum s-a preconizat anterior, în cazul celor două motoare analizate, toate valorile de zgomot/vibraţii obţinute se încadrează în normativul IEC 60034 ale căror valori de randament sunt prezentate în Capitolul 1 al lucrării.


40

CAPITOLUL 4

MĂSURAREA ZGOMOTULUI ŞI VIBRAŢIILOR ÎN CAZUL MOTOARELOR DE INDUCŢIE TRIFAZATE. DETERMINĂRI

EXPERIMENTALE 4.1 Măsurarea zgomotului produs de motoarele asincrone de randament IE3 cu puteri de 7.5 kW-1000 rpm respectiv 11kW -1000 rpm Din perspectivă substanţială măsurarea nivelului de zgomot produs de motoarele asincrone constă în măsurarea nivelului continuu al presiunii acustice A conform valorilor specificate în normativul IEC 60034-9. Această parte experimentală a lucrării va prezenta o analiză a nivelelor de zgomot măsurate în cazul celor două motoare studiate. Astfel, pentru fiecare motor s-a întocmit o separare a zgomotelor în acord cu aparatul teoretic descris în subcapitolul 1.5 din structura Capitolului 1. În structura acestui capitol urmează să prezentăm rezultatele experimentale obţinute prin măsurarea directă a nivelelor de zgomot generate de cele două tipuri de motoare analizate respectiv MAL 160M -7,5 kW-1000 rpm şi MAL 160L – 11kW-1000 rpm. Setul de măsurători s-a realizat în camera semianecoică (fig. 4.1) a întreprinderii Electroprecizia Săcele în concordanţă cu standardele actuale (CEI 43-1; ISO 1680/1). Cele două motoare au funcţionat în gol, iar modul de alimentare a fost direct de la reţea, dar şi prin convertor de frecvenţă trifazat, alimentat la frecvenţele 40Hz, 50 Hz , 60 Hz. Convertorul de frecvenţă trifazat utilizat (fig. 4.2) este de tip ALTIVAR 58 – Telemecanique cu puterea de 15kW, iar frecvenţa de comutaţie (care are un rol semnificativ în generarea zgomotului) este de 4kHz.

Fig. 4.1 Camera semianecoică a întreprinderii Electroprecizia Săcele

Fig. 4.2 Convertor de frecvenţă de tip ALTIVAR 58


41

Sonometrul utilizat este de tip 2250 Bruel&Kjaer (fig. 4.3) ale cărui caracteristici tehnice au fost prezentate în subcapitolul “Aparate de măsură şi metode de măsurare a zgomotului în cazul motoarelor electrice” din structura capitolului 1. În cazul de faţă, analiza zgomotului măsurat, a cuprins separarea zgomotelor generate de motoarele analizate. Particularizând, această separare parcurge următoarele etape:

I. Determinarea zgomotului mecanic+aerodinamic Aceasta s-a realizat prin antrenarea motorului din exterior (cu ajutorul unei curele de transmisie) - fără ventilator montat - zgomotul măsurat este zgomotul de rulment

- cu ventilatorul montat - zgomotul măsurat este cel mecanic (zgomot de rulment+aerodinamic) II. Determinarea zgomotului magnetic

Zgomotul magnetic se determină prin alimentarea motorului direct de la reţea/invertor fără ventilator cuplat. Nivelul de zgomot măsurat în acest caz este dat de zgomotul magnetic + mecanic. Valoarea nivelului de zgomot mecanic se cunoaşte, iar prin eliminarea acesteia rezultă nivelul de zgomot magnetic. În situaţia în care motorul are ventilatorul montat şi este alimentat, nivelul de zgomot măsurat este cel total generat de motor. În cele ce urmează, se vor prezenta sub formă tabelară măsurătorile de zgomot, pe componente, determinate prin intermediul sonometrului, pentru fiecare motor studiat. 4.1.1 Măsurări de zgomot pentru motorul de tip MAL 160 M, cu puterea de 7.5kW/1000 rpm Nivelul continuu al presiunii acustice ponderate A - LAeq, obţinute în cazul motorului de randament IE3 de tip MAL 160M prin cele două moduri de alimentare (reţea şi convertor de frecvenţă) se prezintă în tabelul 3.9. Tabelul 3.9 Nivelul continuu al presiunii acustice ponderate A pe componente pentru motorul de tip MAL

160 M – 7.5 kW/1000 rpm Modul de alimentare

Nivelul continuu al presiunii acustice ponderate A [dB]

Total Magnetic Mecanic Aerodinamic Reţea 50 Hz 66,1 45,6 8,6 11,9

Invertor 40 Hz 68,8 49,2 8,2 11,4 Invertor 50 Hz 68,0 47,4 8,7 11,9 Invertor 60 Hz 69,3 47,9 8,9 12,5

Fig. 4.3 Sonometru Bruel&Kjaer de tip 2250


42

Amplasarea sonometrului la distanţa de 1m faţă de sursă – (motor), (conform reglementărilor prezentate în Capitolul 1 al lucrării) s-a efectuat prin intermediul unui trepied după cum se prezintă în figura 4.20. 4.1.2 Măsurări de zgomot pentru motorul de tip MAL 160 L, cu puterea de 11kW/1000 rpm În mod similar s-au efectuat măsurători asupra nivelului continuu al presiunii acustice ponderate A şi pentru motorul de tip MAL 160L, cu puterea de 11 kW. Rezultatele obţinute sunt prezentate după algoritmul primului motor studiat (subcapitolul 4.1.1). Motorul este alimentat prin invertor la cele trei frecvenţe 40 Hz, 50 Hz şi respectiv 60 Hz, respectiv direct de la reţeaua trifazată.

Tabelul 3.10 Nivelul continuu al presiunii acustice ponderate A pe componente pentru motorul de tip MAL 160 L – 11 kW/1000 rpm

Modul de alimentare

Nivelul continuu al presiunii acustice ponderate A [dB]

Total Magnetic Mecanic Aerodinamic Reţea 50 Hz 67,9 47,3 8,6 12

Invertor 40 Hz 69,6 50,4 8,3 10,9 Invertor 50 Hz 68,8 49,2 8,4 11,2 Invertor 60 Hz 69,4 48,6 7,9 12,9

Întreaga instalaţie de măsurare a nivelului de zgomot este prezentată în figura de mai jos.

Fig. 4.20 Amplasarea sonometrului la nivelul motorului analizat

Fig. 4.37 Instalaţia de măsurare a zomotului pentru motorul de tip

MAL 160 L-11kW-1000 rpm


43

4.2 Prezentarea platformei integrate de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor produse de motoarele asincrone-SV-100. Determinări comparative de zgomot pentru motoarele analizate. Partea aplicativă a lucrării de faţă s-a cuantificat în planul material prin realizarea unui instrument, cu componentă hardware şi software, care să permită cu uşurinţă analiza zgomotelor, dar şi a vibraţiilor generate de motoarele asincrone. Din punct de vedere practic, acest produs conţine, pe partea de program, un instrument software realizat prin intermediul programului LabView versiunea 2013 [58] şi compilat sub formă de executabil care, conectat cu al doilea instrument hardware – Platforma Vibro M-100 – permite vizualizarea fenomenelor de analiză descrise anterior. Obiectivul principal al conceperii acestei platforme a fost integrarea eficientă a celor două subiecte de analiză – vibraţii şi zgomote. Actualmente, aparatura existentă în acest sens nu se regăseşte înglobată într-o platformă compactă, ci doar separată, atât din punct de vedere structural cât şi funcţional. Acest instrument este foarte accesibil şi din raţionamente economice. Costurile totale de realizare a platformei reprezintă maxim 10% din valoarea comercială a unui produs, parţial similar, existent la momentul actual pe piaţă. În cele ce urmează se vor prezenta succint, din punct de vedere structural, cele două componente:

1. Instrumentul software “Platforma integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor produse de motoarele asincrone SV-100”

Panoul frontal al programului este prezentat în figura de mai jos.

Fig. 4.38 Panoul frontal al aplicaţiei SV-100


44

Utilizatorul poate opta fie pentru partea de analiză a vibraţiilor, fie pentru partea de analiză a zgomotelor. De menţionat este faptul că, pentru partea de vibraţii va trebui conectat instrumentul hardware Vibro M-100, iar pentru analiza zgomotului doar microfonul condensator conectat la portul aferent plăcii de bază a calculatorului (fig. 4.39).

Funcţia de analiză a vibraţiilor permite vizualizarea răspunsului dat de 3 accelerometre ce pot fi conectate la analizorul Vibro M-100 (fig. 4.40). Se pot vizualiza pentru fiecare accelerometru deplasările pe cele trei axe (X, Y şi Z) simultan sau, în mod individual, în funcţie de timp (fig. 4.41).

Fig. 4.41 Interfaţa de răspuns a unui accelerometru

a) b)

Fig. 4.39 a) Analizorul Vibro M-100; b) Microfonul condensator

Fig. 4.40 Interfaţa de analiză a vibraţiilor


45

Programul poate înregistra evenimente timp de 60 minute; setarea intervalului de monitorizare dorit se face la început. De asemenea, pentru o bună calibrare, poziţia fiecărui accelerometru este controlată prin vizualizarea 3D a acestuia. Orice vibraţie este înregistrată şi vizualizată în timp real. Datele aferente fiecărui grafic, pe tot parcursul înregistrării pot fi exportate în fişiere Excel. Funcţia de analiză a zgomotelor Această funcţie a platformei integrate SV-100 permite vizualizarea cu uşurinţă a analizei spectrale în cazul unui zgomot/sunet înregistrat. Avantajul major al acestui instrument software (fig. 4.43 a şi b) îl constituie faptul că nu necesită echipament hardware auxiliar.

Fig. 4.41 Interfaţa de răspuns a unui accelerometru


46

Orice sonometru fabricat în momentul actual, conţine, pe lângă interfaţa software, şi echipamentul hardware de procesare a semnalului, împreună cu traductorul electroacustic. În situaţia de faţă, traductorul electroacustic este un microfon condensator (fig. 4.39b), iar prelucrarea electrică a semnalelor se realizează prin placa de sunet a sistemului informatic, pe care rulează aplicaţia. În momentul lansării aplicaţiei este detectată, în mod automat, placa de sunet existentă în configuraţia calculatorului, împreună cu microfonul. S-a procedat la o astfel de structură din două raţionamente :

1) Eliminarea componentelor hardware – în cazul sonometrelor clasice, toate componentele electronice utilizate, pe partea de procesare a semnalului, introduc un zgomot propriu; fapt care duce la o perturbare a semnalului purtător, vizualizat prin intermediul programului aferent de analiză. Prin filtrare se elimină doar parţial aceste perturbaţii. Eliminarea totală implică filtre electronice, ceea ce duce la un cost ridicat al produsului final.

2) Costurile de realizare scăzute – din punct de vedere practic, partea hardware (placa de sunet) se găseşte în toate configuraţiile sistemelor informatice, iar microfonul se achiziţionează separat. Pentru utilizator este necesar doar instrumentul software care are o valoare maximă de 15% din preţul unui sonometru comercializat la ora actuală.

Fig. 4.43 (a) Interfaţa de analiză a zgomotelor

Fig. 4.43 (b) Interfaţa de analiză a zgomotelor


47

2. Analizorul Vibro M-100 Acest echipament realizează, din perspectivă structurală, dar şi funcţională, partea de prelucrare şi transmitere a semnalelor, provenite de la cele 3 accelerometre, conectate, în mod individual, la cele 3 porturi. Elementul principal al unităţii electronice interioare îl constituie microcontrollerul ATMEGA 328 P care, prin intermediul circuitului în care este conectat, realizează achiziţia datelor provenite de la accelerometre (SDA + SCL), pe pinii de intrare aferenţi A0 – A5 realizând, totodată, şi transmiterea acestora pe portul USB către utilizator prin intermediul protocolului I2C.

Din raţionamente financiare întregul sistem este înglobat sub forma unei plăci electronice de tip Arduino Uno. În cazul execuţiei manuale, preţul de cost al tuturor elementelor ar fi fost acelaşi cu cel al achiziţiei plăcii. Din acest motiv placa electronică nu s-a mai realizat manual, ci s-a achiziţionat din comerţ. Schema bloc a unităţii electronice este prezentată în figura următoare.

Acest echipament electronic conţine şi un acumulator, care poate fi încărcat, prin intermediul mufelor de conectare existente pe panoul din spate al aparatului. Autonomia echipamentului este de 72h funcţionare continuă, cu acumulatorul încărcat la 90%. Accelerometrele utilizate împreună cu acest dispozitiv sunt de tip ADXL 345 ale căror caracteristici sunt prezentate în tabelul 4.1. Reprezentarea formală a acestora este prezentată în figura 4.47.

Fig. 4.44 Panoul frontal al analizorului Vibro M-100

Fig. 4.45 Schema bloc a analizorului Vibro M-100


48

Tabelul 4.1 Caracteristicile tehnice ale accelerometrului de tip ADXL 345 Tensiune de alimentare 2...3,6 V cc. Curent absorbit în funcţionare 40uA Curent absorbit în stand-by 0,1uA Temperatură de lucru -40 0C până la +105 0C Rezoluţie 4mg/LSB Frecvenţă de lucru 6,25 Hz – 3,2 kHz Acest tip de accelerometru are detecţie automată pentru loviturile/bătăile duble şi cădere liberă.

Determinări experimentale În cadrul acestei părţi se prezintă determinări de vibraţii şi zgomote pentru cele două motoare studiate. Aceste motoare funcţionează în regim normal, fără sarcină la arbore, alimentate atât de la reţea cât şi prin invertor. Analiza vibraţiilor se prezintă grafic ca fiind reprezentarea deplasării [mm] în funcţie de timp pe cele 3 axe , X, Y şi Z. Din perspectivă practică, fiecare motor asincron, în funcţie de putere are o deplasare (vibraţie) permisă. Orice defecţiune sau funcţionare anormală se reflectă în mod direct asupra nivelului de vibraţie al acestuia. Datorită încadrării spaţiale restrânse şi multitudinii informaţiilor analizate, se vor prezenta, în mod aleatoriu, nivelele de vibraţii măsurate pe cele două motoare studiate. La final se va prezenta o monitorizare a vibraţiilor în cazul în care un motor are un rulment defect. Datele prezentate sunt preluate de la accelerometrul nr. 1.

Fig. 4.47 Accelerometru de tip ADXL 345

Fig. 4.49(a) Nivelul de vibraţii al motorului de tip MAL 160 M la funcţionare în gol, alimentat prin invertor trifazat la frecvenţa de 50 Hz


49

Fig. 4.49 (b) Nivelul de vibraţii al motorului de tip MAL 160 M la funcţionare în gol, alimentat

prin invertor trifazat la frecvenţa de 50 Hz

Fig. 4.50 Nivelul de vibraţii al motorului de tip MAL 160 L la funcţionare în gol, alimentat prin invertor trifazat la frecvenţa de 60 Hz


50

Plasarea accelerometrului la nivelul motorului de tip MAL 160 M se prezintă în figura următoare.

După cum s-a menţionat anterior, se vor prezenta în mod comparativ, măsurători de zgomot pentru cele două motoare. Situaţia centralizată a nivelelor continue ale presiunii acustice ponderate A evaluate în mod comparativ este prezentată în tabelele 4.2, respectiv, 4.3. Tabelul 4.2 Nivelele de zgomot total, generat de motorul asincron, de tip MAL 160 M -7,5 kW-1000 rpm

– prezentate în mod comparativ Nr. crt.

Mod de alimentare Nivelul total de zgomot măsurat [dB] Sonometru de tip 2250

Bruel&Kjaer Platforma SV-

100 1 Invertor 40 Hz 68,8 68,2 2 Invertor 50 Hz 68,0 68,1 3 Invertor 60 Hz 69,3 69,4 4 Reţea 66,1 66,2

Fig. 4.51 Monitorizarea nivelului de vibraţii în cazul unui motor cu un rulment defect

Fig. 4.52 Montarea accelerometrului


51

Tabelul 4.3 Nivelele de zgomot total, generat de motorul asincron, de tip MAL 160 L -11 kW-1000 rpm – prezentate în mod comparativ

Nr. crt.

Mod de alimentare Nivelul total de zgomot măsurat [dB] Sonometru de tip 2250

Bruel&Kjaer Platforma SV-

100 1 Invertor 40 Hz 69,6 69,1 2 Invertor 50 Hz 68,8 68,9 3 Invertor 60 Hz 69,4 69,6 4 Reţea 67,9 68,0

Întreaga instalaţie experimentală cu care s-au făcut determinările descrise anterior este prezentată în figura următoare.

4.3 Concluzii Toate măsurătorile de zgomot efectuate, asupra celor două motoare prezentate mai sus, se încadrează în clasele de zgomot specificate în standardul CEI 60034, partea a 9 a [Nivelul total de zgomot maxim admis c.f I.E.C 60034 : 77 dB ( alimentare la frecvenţa de 50 Hz) şi 80 dB (alimentare la frecvenţa de 60 Hz)] Din punct de vedere formal, se observă că cea mai mare pondere, la generarea zgomotului total, (în cazul ambelor motoare analizate) o are zgomotul magnetic. Fapt dovedit şi din analizele predictive realizate împreună cu producătorul. Odată cu implementarea categoriei de randament premium IE3, zgomotele de natură mecanică au fost reduse, prin înlocuirea rulmenţilor cu role în rulmenţi cu bile, care au un nivel de zgomot propriu scăzut. Şi, totodată, prin dimensionarea optimă a ventilatorului, care generează în mod direct zgomotul aerodinamic. Zgomotul magnetic (după cum s-a prezentat în capitolele anterioare) este dat de mai mulţi factori constructivi, respectiv: – distribuţia neuniformă a crestăturilor, înclinarea crestăturilor, calitatea tolelor. Pierderile datorate calităţii tolelor [18, 19] au o însemnătate substanţială în generarea de armonici şi, implicit, în creşterea zgomotului magnetic. Ponderea nivelelor caracteristice de zgomote, pentru cele două motoare studiate, este prezentată în figurile 4.56 respectiv 4.57.

Fig. 4.55 Instalaţia experimentală


52

Valorile caracteristice de zgomote sunt foarte apropiate pentru cele două motoare, întrucât geometria acestora este identică. Diferenţa constă, evident, în lungimea pachetului de tole şi, implicit, a miezurilor magnetice rotorice şi statorice, datorită diferenţelor de putere (7,5kW respectiv 11kW). Atât nivelul de zgomot cât şi cel de vibraţii au o reflecţie directă în randamentul motoarelor asincrone. Orice vibraţie peste limite indică faptul că s-a produs o anomalie în funcţionarea motorului şi, implicit, nivelul de zgomot generat va creşte. Instrumentele hardware şi software proiectate oferă o bună precizie a măsurătorilor putându-se alinia, din perspectivă formală, la instrumentele profesionale existente în comerţ. Platforma proiectată, prin sinergia fenomenologică a structurii, poate fi folosită cu uşurinţă pe o scară largă de domenii. Monitorizarea vibraţiilor, în cazul motoarelor de inducţie trifazate, se realizează actualmente în industria petrolieră pentru a depista defecţiunile, care apar atât în interiorul motorului, cât şi în angrenajul cu care acesta este cuplat mecanic.

69%

13%

18%

Zgomot magnetic

Zgomot mecanic

Zgomot aerodinamic

Fig. 4.56 Ponderea nivelelor caracteristice de zgomote pentru motorul de tip MAL 160

M -7,5kW-1000rpm

71%

12%

17%

Zgomot magnetic

Zgomot mecanic

Zgomot aerodinamic

Fig. 4.57 Ponderea nivelelor caracteristice de zgomote pentru motorul de tip MAL 160 L -

11kW-1000rpm


53

CAPITOLUL 5

ANALIZA REGIMULUI TERMIC AL MOTOARELOR ASINCRONE TRIFAZATE

Ultima parte a lucrării studiază componenta termică din studiul motoarelor asincrone de inducţie analizate în lucrare. După cum s-a precizat la începutul lucrării, atunci când se analizează sau se îmbunătăţeşte randamentul unui motor asincron, se studiază problematica zgomotului (magnetic, mecanic, aerodinamic), a vibraţiilor precum şi partea termică (modelul termic) a acestuia. Bibliografia referitoare la modelele termice ale motoarelor de inducţie este foarte vastă. Din acest raţionament în subcapitolele următoare nu se va realiza o trecere în revistă a noţiunilor deja existente. Se vor accentua studiile de termoviziune realizate în cadrul analizei celor două motoare respectiv MAL 160M – 7,5 kW/1000 rpm şi MAL 160M – 11 kW/1000 rpm. Aşadar, analiza termică are implicaţii directe în randamentul total al unui motor. La nivel generalizat încălzirea excesivă a unui motor, datorită unui fenomen din interiorul acestuia are repercursiune directă şi asupra zgomotelor dar şi a vibraţiilor. În cazul motoarelor de puteri mari (7,5kW, 11kW) încălzirea apare numai după o funcţionare normală îndelungată (≥ 30 min). Din perspectivă fenomenologică acest lucru înseamnă că în cazul încălzirii orice răspuns al motorului este caracterizat de o întârziere. Spre deosebire de nivelele de zgomot sau vibraţii care pot fi observate imediat ce apare un defect sau o funcţionare anormală. În continuare se prezintă modelul termic al motorului asincron trifazat iar la final rezultatele măsurătorilor de termoviziune obţinute în cazul celor două motoare analizate. 5.1 Modelul termic al motorului asincron trifazat cu rotorul în scurtcircuit În cazul întocmirii reţelei termice a unui motor asincron trifazat trebuie să se ţină în mod direct cont de faptul că transmisia căldurii în interiorul motorului se face prin cele trei moduri respectiv: conducţie, convecţie şi radiaţie [2, 3, 15]. Valorile conductivităţii termice pentru materialele care intră în componenţa celor două motoare analizate sunt prezentate în tabelul 5.1 [47, 72, 78, 82].

Tabelul 5.1 Valorile conductivităţii termice pentru elementele componente ale motoarelor Componenta Valoarea conductivităţii termice [W/(m. 0C)]

Carcasă 161 Ax 54

Colivie rotor 240 Miez magnetic (Rotor + Stator) 36

Înfăşurare statorică 386 Întrefier, aer 0,02624


54

Schema transferului termic pentru un motor asincron trifazat de randament premium IE3 este prezentat în figura 5.1. Reţeaua termică a unei maşini electrice În cazul întocmirii unei reţele termice se presupune că toată căldura generată în structura motorului asincron este concentrată într-un singur punct – denumit în general nod. Într-un nod poate fi vizualizată prin termoviziune temperatura medie a structurii. Pentru construirea unui model primar al unei al unei reţele termice (fig. 5.2) fiecărui nod îi este atribuită o capacitate termică, Cth iar căldura ce se deplasează între noduri este considerată sursă de curent, PG care trece print-o rezistenţă termică [9, 16]. Pentru maşinile asincrone de puteri mici elementele componente sunt reprezentate în funcţie de creşterea temperaturii, raportată la temperatura mediului ambiant (care este considerată referinţă).

Fig. 5.1 Transferul termic la nivelul unui motor asincron de randament IE3

Fig. 5.2 Reţeaua termică a unei maşini electrice


55

Cădura generată, (PG ) în maşinile electrice reprezintă în fond pierderi în elementele maşinii (stator, rotor, etc.). Capacitatea termică , Cth a unui element este de obicei calculată din proprietăţile geometrice şi de material ale elementului. Acest lucru se exprimă astfel:

VCC pth ρ= (5.16) unde,

V – volumul elementului ρ – densitatea meterialului Cp – capacitatea specifică a materialului

Modelul unui reţele termice oferă atât soluţii de ordin static cât şi tranzitoriu pentru diferenţele de temperatură dintre element şi temperatura mediului ambiant. Ecuaţia generală (de ordin tranzitoriu) pentru o reţea termică cu n noduri unde fiecare dintre acestea sunt legate la alte noduri prin rezistenţe termice Rij (fig.5.3)este următoarea :

∑=

θ−θ−=

θ=

n

j ij

jii

ii R

Pdt

dC

1

(5.17)

unde,

i = 1…n Ci – capacitatea termică a nodului θi – creşterea temperaturii nodului Rij – rezistenţa termică dintre nodurile învecinate ij Pi – cantitatea de căldură în nodul i

În matricea formată ecuaţia (5.17) poate fi exprimată astfel :

[ ] [ ] [ ] [ ][ ]ttttti GCPC

dtd

θ−=θ −− 11 (5.18)

în care, Ci - matricea capacităţii termice, Pt - matricea pierderilor, θt - matricea creşterii temperaturii, Gt - matricea conductanţei [9, 55].


56

Modelul termic al motorului asincron trifazat de randament IE3 Acest model este prezentat în figura 5.3. Expresiile pentru fiecare componentă se calculează în mod separat.

În continuare se vor prezenta termogramele obţinute în cazul măsurătorilor prin termoviziune pentru cele două motoare studiate.

Fig. 5.3 Modelul termic al unui motor asincron de randament IE 3


57

5.2 Măsurători prin termoviziune pentru motorul asincron trifazat de tip MAL 160M Măsurătorile prin termoviziune pentru cele două motoare asincrone trifazate studiate în lucrare s-au efectuat cu o cameră de tip MobIR model M4 (fig. 5.4). Caracteristicile tehnice al acestei camere sunt prezentate în tabelul 5.2.

Tabelul 5.2 Caracteristicile tehnice ale camerei de termoviziune MobIR de tip M4 Tipul obiectivului Microbolometer UFPA (160 x 120 pixels, 35μm) Nivelul spectral 8-14μm Display 256 nivele, 8 palete Gama de temperaturi măsurate -200C ...+2500C Precizie ±10C Putere absorbită 2W Dimensiuni 120mm x 60mm x 30mm Masa totală 0,265 kg (inclusiv acumulatorul) Grad de protecţie IP 54 Tipul lentilei laser Semiconductor A1GaInP

Determinările experimentale s-au efectuat la o temperatură a mediului ambiant de 19,4 0C iar cele două motoare au funcţionat în gol. S-a determinat distribuţia temperaturii la nivelului motorului în starea iniţială respectiv după o funcţionare de 30 minute. Acest interval de timp s-a stabilit prin calcule predictive [31, 32, 44, 47, 48] ţinând cont de toate aspectele practice. Datorită multitudinii de date obţinute, în cele ce urmează se vor prezenta sub formă grafică numai termogramele aferente celor mai mici niveluri de zgomot total măsurat pentru cele două motoare. Astfel, se vor prezenta termogramele stărilor iniţiale pentru cele două motoare şi mai departe după 30 de minute în cazul alimentării direct de la reţea întrucât în aceste situaţii s-au obţinut cele mai mici niveluri de zgomot. Valorile de temperaturi pentru celelalte moduri de alimentare vor fi prezentate sub formă de tabel. Termogramele obţinute şi distribuţia temperaturilor în cazul a motorului de tip MAL 160M sunt prezentate în figurile următoare.

Fig. 5.4 Cameră de termoviziune de tip MobIR model M4


58

Funcţionare de la reţea 1. Stare iniţială Graficul distribuţiei temperaturii este prezentat în figura 5.6.

Valorile minime, maxime şi medii de temperaturi obţinute la nivelul carcasei sunt prezentate în tabelul 5.3.

Tabelul 5.3 Valorile temperaturilor obţinute la nivelul carcasei Temperatura maximă 23,1 0C Temperatura medie 22,7 0C Temperatura minimă 19,6 0C

Fig. 5.5 Termogramele obţinute în cazul motorului de tip MAL 160M –Stare iniţială

Fig. 5.6 Distribuţia temperaturii la nivelul carcasei motorului de tip MAL 160M –Stare

iniţială


59

2. După 30 de minute

Graficul distribuţiei temperaturii în această situaţie este prezentat în figura 5.8.

Valorile minime, maxime si medii de temperaturi obţinute la nivelul carcasei sunt prezentate în tabelul 5.9.

Tabelul 5.9 Valorile temperaturilor obţinute la nivelul carcasei Temperatura maximă 23,9 0C Temperatura medie 23,0 0C Temperatura minimă 19,7 0C

În continuare se vor prezenta sub formă centralizată valorile de temperaturi obţinute în cazul alimentării motorului prin invertor, la frecvenţele de 40 Hz, 50 Hz respectiv 60 Hz după o funcţionare de 30 minute.

Tabelul 5.10 Valorile temperaturilor obţinute la nivelul carcasei – alimentare invertor 40 Hz

Temperatura maximă 24,2 0C Temperatura medie 23,2 0C Temperatura minimă 19,9 0C

Fig. 5.7 Termogramele obţinute în cazul motorului de tip MAL 160M –După o funcţionare

de 30 min.

Fig. 5.8 Distribuţia temperaturii la nivelul carcasei motorului de tip MAL 160M – După o

funcţionare de 30 min.


60



Tabelul 5.12 Valorile temperaturilor obţinute la nivelul carcasei – alimentare invertor 60 Hz Temperatura maximă 25,6 0C Temperatura medie 24,0 0C Temperatura minimă 20,5 0C

5.3 Măsurători prin termoviziune pentru motorul asincron trifazat de tip MAL 160L După cum s-a menţionat în subcapitolul anterior în continuare se vor prezenta valorile de temperaturi obţinute în cazul motorului de tip MAL 160L cu puterea de 11kW/1000 rpm la alimentare de la reţea cât şi prin convertor de frecvenţă trifazat.

Tabelul 5.13 Valorile temperaturilor obţinute la nivelul carcasei – stare iniţială Temperatura maximă 23,6 0C Temperatura medie 22,0 0C Temperatura minimă 19,5 0C

Tabelul 5.14 Valorile temperaturilor obţinute la nivelul carcasei – după o funcţionare de 30 minute. Temperatura maximă 26,2 0C Temperatura medie 24,0 0C Temperatura minimă 20,9 0C

În tabelele următoare se vor prezenta valorile de temperaturi obţinute în cazul alimentării motorului prin invertor, la frecvenţele de 40 Hz, 50 Hz respectiv 60 Hz după o funcţionare de 30 minute.








61

Amplasarea camerei de termoviziune la nivelul motoarelor s-a realizat prin intermediul unui trepied. Întregul ansamblu este prezentat în figura 5.13.

5.4 Concluzii Concluziile ce pot rezulta în urma acestei analize vizează două aspecte, raportate direct la structura celor două motoare, un aspect de conţinut şi un aspect de formă. Din perspectiva aspectului de conţinut se observă faptul că valorile de temperaturi înregistrate la nivelul carcaselor sunt relativ apropiate. Acest aspect se datorează în mod direct faptului că aceste două motoare au aceeaşi configuraţie geometrică. Singura diferenţă constă în valorile de puteri ale acestora specificate la începutul fiecărui capitol din lucrare. Datorită acestei situaţii, pentru motoarele de puteri mari analiza termică oferă răspunsuri ale unor evenimente petrecute în interiorul motorului după un interval de timp. Aceasta datorită faptului că transferul de căldură se realizează mai lent ţinând cont de gabaritul 160 la o masă totală de aproximativ 110 kg. Aspectul formal al analizei termice se referă la faptul că distribuţiile temperaturilor la nivelul carcaselor sunt neuniforme. Acest aspect apare întrucât structura materialului din interiorul carcaselor nu este una omogenă, iar din acest raţionament nu avem o distribuţie uniformă a temperaturilor. Întocmirea modelului termic oferă o bună reprezentare a modului de transmitere a căldurii în interiorul motorului. Acest aspect are o contribuţie ridicată în evaluarea limitelor de temperatură la care poate funcţiona un motor asincron de randament IE3.

Fig. 5.13 Amplasarea camerei de termoviziune


62

CAPITOLUL 6

CONCLUZII GENERALE ŞI CONTRIBUŢII ORIGINALE. DIRECŢII VIITOARE DE CERCETARE

6.1 Concluzii generale asupra tezei Problema randamentului, în cazul motoarelor de inducţie, este strâns legată de câţiva factori substanţiali: zgomotul generat, vibraţiile şi încălzirea. O clasă superioară de randament impune, în mod automat, reproiectarea totală a motorului ceea ce conduce, implicit, la reducerea nivelelor aferente celor trei factori menţionaţi. În cadrul lucrării de faţă s-a realizat o analiză secvenţială, din care s-a observat faptul că, în cazul zgomotelor, cea mai mare pondere o are componenta magnetică a acestora (aproximativ 70%). Aşadar, din perspectiva cercetărilor viitoare, reducerea substanţială a acestor zgomote o realizează proiectantul de profil electric, cu scopul obţinerii unui randament mai ridicat. Orice manifestare fenomenologică, în spectrul funcţional al unui motor de randament premium, are efecte directe în generarea de vibraţii, precum şi, în modificarea câmpului termic propriu. Altfel spus, problema randamentului ridicat al motoarelor de inducţie vizează, în primul rând, utilizarea unor materiale cu proprietăţi superioare şi costuri mici de achiziţie. Pentru realizarea miezurilor magnetice statorice s-au utilizat, în cazul de faţă, tole de tip M 400 – 65 caracterizate de pierderi reduse. Toate măsurătorile şi modelările de zgomot, vibraţii şi încălzire realizate, îi oferă producătorului, în primul rând, validarea calculelor analitice efectuate pentru cele două motoare. Ţinând cont şi de faptul că acestea au fost confruntate cu datele obţinute iniţial. Instrumentul software – “Platforma integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor SV-100” alături de analizorul “Vibro M-100” facilitează determinarea nivelelor de zgomot şi vibraţii la costuri, totale de realizare, reduse şi acurateţea sporită a măsurătorilor. S-au considerat toate regimurile de funcţionare şi situaţiile de alimentare existente în mediul de lucru al celor două motoare (mori de măcinat cereale). Astfel s-a considerat alimentarea prin invertor – convertor de frecvenţă PWM trifazat la frecvenţele de 40 Hz, 50 Hz, 60 Hz şi direct de la reţea. După cum s-a menţionat şi pe parcusul lucrării, datorită puterii mari a motoarelor (7,5kW, respectiv 11kW) şi, implicit, a curentului mare de pornire s-a realizat o schemă de alimentare, de tip stea-triunghi. Prin analiza efectuată în cadrul lucrării se certifică demersul producătorului de a trece la producţia de serie a acestor două tipuri de motoare. Ţinând cont şi de faptul că din data de 1.01.2015 vor fi impuse obligatoriu limitele de randament IE3, pentru motoare cu puteri mai mari de 7,5kW.


63

6.2 Contribuţii originale Prezenta teză de doctorat abordează o analiză din punct de vedere acustic, termic şi vibraţional pentru două motoare prototip de randament IE3, cu puteri de 7,5 kW/1000 rpm şi 11 kW/1000 rpm . Conform standardului CEI 60034 secţiunea 30, care impune norme de randament premium pentru aceste categorii de motoare, a fost necesară o cercetare aprofundată în această direcţie. Contribuţiile principale aduse în cadrul tezei sunt următoarele: I. Proiectarea unor modele noi de motoare (cu randament premium IE3) în cadrul programului de element finit FLUX 2D. Acest aspect s-a cuantificat prin proiectarea şi parametrizarea celor două modele de motoare în cadrul programului menţionat. Scopul realizării acestor modele a fost acela de a analiza zgomotul de natură electromagnetică, produs de motoarele studiate. II. Analiza modală pe cale teoretică şi experimentală Analiza modală teoretică a vizat realizarea unor modele 3D, pentru cele două motoare studiate, (ţinând cont de toate particularităţile practice) care, prin intermediul programului de element finit ANSYS 3D, a permis determinarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie pentru fiecare componentă din structura unui motor. Analiza modală experimentală a constat în măsurarea modurilor şi a frecvenţelor de vibraţie determinate anterior. Astfel, prin metoda ciocanului de impact s-au efectuat măsurători pe componente (carcasă+stator, rotor, motor asamblat). III. Analiza acustică a celor două motoare S-au efectuat măsurători de zgomot total în camera semianecoică a întreprinderii producătoare, S.C Electroprecizia S.A Săcele, prin intermediul unor echipamente standardizate. Determinările s-au efectuat la diferite frecvenţe de alimentare, atât de la reţea, cât şi prin invertor. IV. Separarea zgomotelor pentru motoarele de randament premium studiate Separarea nivelelor acustice pentru motoarele studiate a vizat prezentarea valorilor de zgomot, generat pentru fiecare componentă a acestuia, respectiv – zgomot magnetic, zgomot mecanic şi zgomot aerodinamic. Prin intermediul separării zgomotelor s-a putut vizualiza şi ponderea componentelor acestuia în nivelul total de zgomot. V. Analiza termică a motoarelor analizate Acest lucru s-a cuantificat prin prezentarea termogramelor aferente şi a nivelelor de temperaturi vehiculate la nivelul motoarelor. Măsurătorile s-au efectuat în condiţii de laborator la o temperatură a mediului ambiant similară cu cea în care motoarele funcţionează în exploatare.


64

VI. Creearea unui instrument software de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor - Platforma integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor produse de motoarele asincrone - SV-100. Acest program este structurat în două părţi după cum urmează: - Partea de analiză a zgomotelor realizează achiziţia semnalelor acustice, prin intermediul unui microfon condensator, şi prelucrarea acestora, cu ajutorul plăcii de bază din componenţa sistemului informatic pe care rulează. - Partea de analiză a vibraţiilor permite măsurarea şi analizarea nivelelor de vibraţii măsurate prin intermediul a 3 accelerometre, permiţând şi o vizualizare 3D, în timp real, a răspunsurilor date de cele trei accelerometre. VII. Proiectarea şi realizarea unui analizor pentru determinarea nivelului de vibraţii – Vibro M 100 S-a realizat un echipament electronic, care permite prelucrarea şi transmiterea semnalelor provenite de la cele 3 accelerometre. Acest echipament poate funcţiona cu intrări selective, nu este necesară conectarea tuturor celor 3 accelerometre, ci doar a unuia sau două dintre ele. În această situaţie nu se generează nicio eroare. Autonomia de lucru a dispozitivului este de 72h. 6.3 Direcţii viitoare de cercetare Direcţiile viitoare de cercetare, din perspectiva analizei şi modelării zgomotelor şi vibraţiilor pentru motoarele de randament IE3, se pot concretiza prin următoarele aspecte:

- Efectuarea unor studii similare pe o gamă mai largă de motoare. Acest aspect vizează realizarea unei analize de zgomote, vibraţii şi încălzire pentru o gamă mai largă de motoare asincrone de randament premium. Precum şi pentru diferite tipuri de tole.

- Studierea influenţei prelucrărilor mecanice executate asupra tolelor. În cadrul acestui

studiu se vor efectua în mod comparativ determinări de vibraţii şi zgomote pentru motoare asincrone, de randament similar, cu miezuri statorice executate din tole prelucrate mecanic prin diferite procedee (tăiere cu fir, tăiere cu laser).

- Extinderea opţiunilor de analiză pentru cele două motoare realizate. Din perspectivă

practică s-ar putea realiza o analiză Fourier a semnalelor vizualizate în cazul vibraţiilor, respectiv un răspuns în scară decibelică a acestora.


65

BIBLIOGRAFIE

[1] Akcay, H., Germen, E., “Subspace-Based Identification of Acoustic Noise Spectra in Induction Motors ”, IEEE Transactions on “Energy Conversion” Volume:PP , Issue: 99, pp.1 – 9, Jul. 2014. [2] Anghel, B. „Studiul performanţelor energetice ale maşinilor electrice utilizând programe bazate pe metoda elementului finit”,Teză de doctorat, Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi”, Iaşi, 2013. [3] Anghel, B., Livadaru, L., Simion, Al., Munteanu, A., Vlăsceanu, S., „Upgrade of an induction motor to superior power level” Proceedings of „SIELMEN 2013 Conference”, Chişinău, 2013. [4] Baptista, B.R.O., Abadi, M.B., Mendes, A.M.S., „The performance of a three-phase induction motor fed by a three-level NPC converter with fault tolerant control strategies” Proceedings of „9th IEEE International Symposium on Diagnostics for Electric Machines, Power Electronics and Drives (SDEMPED)”, pp. 497-504, Valencia, 2013. [5] Belmans, R., D’Hondt, L.,Vandenput, A. J., Geysen,W. “Analysis of the audible noise of three-phase squirrel cage induction motor supplied by inverters”, IEEE “Transactions on Industry Applications”, Vol. IA-23, No. 5, pp. 842-847, 1987. [6] Belmans, R., Verdyck D., Geysen, W., Findlay, R.D. “Electro-mechanical analysis of the audible noise of inverter-fed squirrel-cage induction motor”, Conference record of the 1989 IEEE “Industry Applications Society Annual Meeting”, Vol. 1, pp. 232-237, 1989. [7] Belmans, R., Verdyck, D., Geysen, W., Findlay, R. D. “Electro-mechanical analysis of the audible noise of inverter-fed squirrel-cage induction motor”, Conference record of the 1989 IEEE “Industry Applications Society Annual Meeting”, Vol. 1, pp. 232-237, 1989. [8] Belmans, R., Verdyck, D., Geysen, W., Findlay, R. D. “Electro-mechanical analysis of the audible noise of an inverter-fed squirrel-cage induction motor”, IEEE “Transactions on Industry Applications”, Vol. 27, No. 3, pp. 539-544, 1991. [9] Bhattacharya, N.K., Naskar, A.K., Sarkar, D., „Computation of temperature distribution in the rotor of an induction motor during star-delta starting in two dimensional rectangular co-ordinates” Proceedings of “1th International Conference on Condition Assessment Techniques in Electrical Systems (CATCON)”, Kolkata – Bengal, India, 2013. [10] Bianchi, N. „Electrical Machine Analysis Using Finite Elements” CRC. Press, USA, 2005. [11] Binojkumar, A.C., “Experimental Investigation on the Effect of Advanced Bus-Clamping Pulsewidth Modulation on Motor Acoustic Noise”, IEEE Transactions “Industrial Electronics”,Volume:60 Issue: 2 , Mar. 2013.


66

[12] Boldea, I. „Transformatoare şi maşini electrice”, Editura “Politehnică” ,Timişoara, 2002. [13] Cedrat Group, „Flux2D & 3D Applications, User's guide - Volume 4, solving and results post-processing” , Meylan, France: www.cedrat.com, 2007. [14] Cedrat Group „ Flux2D/3D Applications, User's guide, Phisical Applications: Magnetic Electric and Thermal ” Meylan , France: www.cedrat.com, 2010. [15] Cojan, M., Simion, Al., Anghel, B. „About the influence of thermal conditions upon power reserve value considering real condition of practice for rotary electrical machines”,Buletinul Institutului Politehnic din Iaşi Tomul L(LIV), Fasc. 5, Electrotehnică, Energetică, Electronică ,2004. [16] Cojan, M., Simion, Al., Romila, E., Anghel, B. „Analysis upon heat transfer in rotary electrical machines to determine the parameters of the thermalmodel using FEM”, Buletinul Institutului Politehnic din Iaşi, Tomul L (LIV), Fasc. 5, Electrotehnică, Energetică, Electronică, 2004. [17] Dlala, E., Saitz, J., Arkkio, A., ”Inverted and Forward Preisach Models for Numerical Analysis of Electromagnetic Field Problems”, Magnetics, IEEE Transactions ,Volume:42 Issue: 8 , July 2006. [18] Dobzhanskyi, O., Gouws, R., “Study on energy losses in industrial sector caused by low actual efficiency of induction motors ”,Proceedings of „International Conference on the Industrial and Commercial Use of Energy (ICUE)”, pp.1-5, Cape Town, Africa, 2014. [19] Dorrell, D.G., “The challenges of meeting IE4 efficiency standards for induction and other machines ”,Proceedings of „IEEE International Conference on Industrial Technology (ICIT)” pp.213-218, Busan, Korea, 2014. [20] Dumitrescu, R., Simion, Al., Livadaru L., Munteanu, A., “FEM Based Analysis of an Induction Motor with Ring Winding and Multiple Number of Pole Pairs”,Proceedings Of „Simpozionul Naţional de Electrotehnică Teoretică”, SNET, , pp. 459-464, Bucureşti, 2007. [21] Ene, Ghe., Pavel, C., “ Introducere în tehnica izolării vibraţiilor şi a zgomotului” Editura „Matrix Rom” Bucureşti, 2012. [22] Faiz, J., Ebrahimi, B., Akin, B., Toliyat, H., “Comprehensive eccentricity fault diagnosis in induction motors using finite element method”, IEEE “Transactions on Magnetics”, Vol. 45, No. 3, pp. 1764-1767, 2009. [23] Fernandes Neves, A.B., De Leles Ferreira Filho A., Borges de Mendonca, M.V., „Effects of voltage unbalance on torque and efficiency of a three-phase induction motor”Proceedings of “16th International Conference on Harmonics and Quality of Power (ICHQP”), Bucureşti, România, 2014. [24] Finley, W., Loutfi, M., Sauer, B.J., “ Motor vibration problems - Understanding and identifying ” Proceedings of IEEE-IAS/PCA Conference “Cement Industry Technical (CIC)” pp.1-20, Orlando, Florida, 2013.


67

[25] Fireţeanu V., “Analiza în element finit. Studiul maşinilor electrice” , Editura „Printech” Bucureşti, 2011. [26] Fireţeanu, V., Constantin, A.I., Leconte, V., Şandru M., „Multiphysic model of the transient heating of the squirrel-cage rotor of induction motors” Proceedings of “14th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, Braşov, 2014. [27] Fnaiech, M.,A., Khadraoui S., Nounou, H.N., Guzinski, J., Bhattacharyya, S.P., “A Measurement-Based Approach for Speed Control of Induction Machines” Emerging and Selected Topics in Power Electronics, IEEE Journal, Volume:2 Issue: 2 , Jan. 2014. [28] Gafiţanu, M., Merticaru, V., Focşa, V., “ Vibraţii şi zgomote ” Editura “Junimea” Iaşi, 1980. [29] Gieras J. F., Wang, C., Lai J. C., “Noise of polyphase electric motors”, CRC Press, “Taylor&Francis Group”, Boca Raton, Florida, Statele Unite ale Americii, 2006. [30] Gieras, J. F., „Advencements in electric machines.” Editura „Rockford”, Illinois, USA, 2008. [31] Gongora, W., Silva, H., Godoy, W., „Neural approach for bearing fault detection in three phase induction motors” Proceedings of „9th IEEE International Symposium on Diagnostics for Electric Machines, Power Electronics and Drives (SDEMPED)” , pp. 566-572, Valencia, 2013. [32] Gonzalez, A., Arjona, M.A., “New starting system for three-phase induction motors by using a part-winding and capacitors” Proceedings of „7th IET International Conference on Power Electronics, Machines and Drives (PEMD 2014)”, pp. 1-5, Manchester, 2014. [33] Goyal, A., Agarwal, P., Bhatti, J., Agarwal, V., „Three phase induction motor drive using single-phase to three-phase cycloinverter with SVPWM technique” Proceedings of „Students Conference on Engineering and Systems (SCES)” pp. 1-5, Allahabad, 2014. [34] Harlisca, C., Szabo L., Frosini, L. „Diagnosis of rolling bearings faults in electric machines through stray magnetic flux monitoring” Proceedings of „8th International Symposium on Advanced Topics in Electrical Engineering (ATEE)”, pp.1-6, Bucureşti 2013. [35] Houquan, Z., Guihou, Z., Jin, C., „Analysis and Study of Skewed Slot Tooth Distance on Low Electromagnetic Noise of Three-Phase Induction Motor with Squirrel Cage Rotor” Proceedings of „6th International Conference on Electromagnetic Field Problems and Applications (ICEF)” ,pp. 1-4, Dalian, Liaoning, China, 2012. [36] I.E.C. 60034 –Standard, “Maşini electrice rotative. Partea 9 – Limite de zgomot”, 2006. [37] Immovilli, F., Bianchini, C., Cocconcelli, M., Bellini, A., Rubini, R., “Bearing Fault Model for Induction Motor With Externally Induced Vibration ”, IEEE Transactions on “Industrial Electronics” Volume:60 , Issue: 8, pp.3408 – 3418, Aug. 2013. [38] Ionescu, R.,M., Scutaru, Ghe., Peter, I., Motoaşcă, S., Negoiţă, A., Pleşa O.I., Nistor, C., Ghe. “The Influence of the Winding Type on the Noise Level of Two-Speed Three-Phase


68

Induction Motors”, Proceedings of “13th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment” pp.698-705, Braşov, 2012. [39] Janda, M., Vitek, O., Hajek, V. „Noise of induction machines” INTECH (open access book), Chapter 8, pp. 214-215, 2012. [40] Jettanasen, C., Ngaopitakkul, A., “Minimization of common-mode conducted noise in PWM inverter-fed AC motor drive systems using optimized passive EMI filter”, 2010. [41] Kappatou, J., Marchand, C., Razek, A., "Finite Element Analysis for the Diagnosis of BrokenRotor Bars in 3-Phase Induction Machines", Proc. of ISEF 2005, Baiona,Vigo, Spain, 12 MMT - SA(17), pp. 1 – 6, 2005. [42] Kapoor, S.R., Vashishtha, A., Jethoo, Y.S., „Performance analysis of wavelet based techniques for electrical faults signature extraction for squirrel cage induction motor” International Conference on „Signal Propagation and Computer Technology (ICSPCT)”, Ajmer, India, 2014. [43] Kim, Do-Jin, Hong, Jung-Pyo, Park, Chul-Jun, ” Estimation of Acoustic Noise and Vibration in an Induction Machine Considering Rotor Eccentricity “,Magnetics, IEEE Transactions, Volume:50 Issue: 2 , Feb. 2014. [44] Konar, P., Chattopadhyay, P., “Mechanical fault diagnosis of induction motor using Hilbert pattern ” Proceedings of “1th International Conference on Condition Assessment Techniques in Electrical Systems (CATCON)”, Kolkata – Bengal, India, 2013. [45] Konstantinos N., Panagiotis A., Kappatou J. “Application of Wedges for the Reduction of the Space and Time-Dependent Harmonic Content in Squirrel-Cage Induction Motors” Hindawi Publishing Corporation , Journal of Computational Engineering,Volume 2013, Article ID 657425, 2013. [46] Kron, G., “Induction motor slot combinations”, 1931. [47] Leite, V., Borges da Silva, J., Veloso, G., Lambert-Torres, G., “Detection of Localized Bearing Faults in Induction Machines by Spectral Kurtosis and Envelope Analysis of Stator Current” Industrial Electronics, IEEE Transactions, Volume:PP Issue: 99 , Aug. 2014. [48] Lavanya, M., Selvakumar P.,Vijayshankar, S., “Performance analysis of three phase induction motor using different magnetic slot wedges ”,Proceedings of “2th International Conference on Electrical Energy Systems (ICEES)”, pp. 164-167, Chennai, India, 2014. [49] Malcolm, J. C., „Handbook of noise and vibration control” John Wiley & sons Inc., 2007. [50] Maliti, K., C. “Modelling and analysis of magnetic noise in squirrel-cage induction motors”, Teză de doctorat, “Royal Institute of Technology”, Stockholm, Suedia, 2000. [51] Marin, C., Hadar, A., Popa, F., Albu, L. „Modelarea cu elemente finite a structurilor mecanice”, Editura Academiei Române, Bucureşti, 2002.


69

[52] Maruthi, G.S., Hegde, V., “Mathematical analysis of unbalanced magnetic pull and detection of mixed air gap eccentricity in induction motor by vibration analysis using MEMS accelerometer” Proceedings of “1th International Conference on Condition Assessment Techniques in Electrical Systems (CATCON)”, Kolkata – Bengal, India, 2013. [53] Mitra, S., Koley, C. „Vibration signal analysis of induction motors used in process control operation ” Proceedings of “1th International Conference on Condition Assessment Techniques in Electrical Systems (CATCON)”, Kolkata – Bengal, India, 2013. [54] Möller, H. “Uber die drehmomente beim anlauf von drehstrommotoren mit käfiganker”, 1930 (în limba Germană). [55] Mohammadi, R., Mozaffar, A., Mardaneh, M., Darabi, A., „A review of thermal analysis methods in electromagnetic devices” IEEE „International Symposium on Industrial Electronics (ISIE)”, Istanbul, Turcia, 1-4 Iun. 2014. [56] Munteanu, Ghe.,ş.a, „Metoda elementului finit” Reprografia Universităţii „Transilvania”, Braşov, 1997. [57] Nasar, S., Boldea, I. „The Induction Machines Design HandBook, Second Edition” Editura „CRC Press”,U.S.A 2008. [58] National Instruments “LabVIEW User Manual”, 2013. [59] Nau, S., Mello, H., “Acoustic noise in induction motors: causes and solutions”, Conference Record of “Industry Applications Society 47th Annual Petroleum and Chemical Industry Conference”, pp. 253-263, San Antonio, Texas, Statele Unite ale Americii, 2000. [60] Nicolaide, A., ”Maşini electrice. Teorie. Proiectare”, Editura “Scrisul Romanesc”, Craiova, 1975. [61] Negoiţă, A., Scutaru, Ghe., Peter, I., Ionescu, R.M., Pleşa, O., I., Nistor, C., Ghe., “Numerical modeling and experimental analysis of the magnetic noise of the single- phase, inverter fed permanent split-capacitor motor,” Proceedings of “13th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, pp.600-605, Braşov, 2012. [62] Negoiţă, A., Scutaru, Ghe., Peter, I., Ionescu, R.M., Pleşa, O., I.,Nistor, C., Ghe.,“Influence of rotor static eccentricity on the noise level of a single phase squirrel cage induction motor,” Proceedings of “13th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, pp. 373-378, Braşov, 2012. [63] Nistor, C., Ghe., Pleşa, O.I., Scutaru, Ghe., Peter, I., Ionescu, R.M., „Numerical modelling of magnetic noise for three phase asyncronous motors through the software Flux 2D” Analele Universitatii din Craiova– Seria Inginerie Electrică, Craiova, 2012. [64] Nistor, C., Ghe.,”Sistem de recuperare a energiei câmpului electromagnetic emis de un telefon mobil” Revista“ Creativitate şi inventică”, ISSN 2067 – 3086, Vol. 1, Braşov, 2012.


70

[65] Nistor, C., Ghe., Scutaru, Ghe., Peter, I.,“ Determination of magnetic noise for a 7.5 kW three-phase induction motor fed directly from the grid ” Proceedings of “14th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, Braşov, 2014. [66] Nistor, C., Ghe., “Analysis of noise and heating for three-phase induction motor fed by inverter” Proceedings of “14th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, Braşov, 2014. [67] Orman, M., Pinto, C.T., „Usage of acoustic camera for condition monitoring of electric motors” Proceedings of „IEEE Region Conference – TENCON ”, pp. 1-4, Xi’an, China, 2013. [68] Peter, I., “The Noise of the Electrical Induction Motors with Squirrel-Cage Rotor”, PhD Thesis, Braşov, România, 2004. [69] Peter, I., Scutaru, Ghe., Nistor, C., Ghe., “ Manufacturing of asynchronous motors with squirrel cage rotor, included in the premium efficiency category IE3, at S.C. Electroprecizia Electrical-Motors S.R.L. Săcele,” Proceedings of “14th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, Braşov, 2014. [70] Popescu, M., Dorrell, D.G., Alberti, L., Bianchi, N., “Thermal Analysis of Duplex Three- Phase Induction Motor Under Fault Operating Conditions” IEEE Transactions on “Industry Applications” Volume:49 , Issue: 4, pp.1523 – 1530, Apr. 2013. [71] Raj, V.P., Natarajan, K., Girikumar, T.G., “Induction motor fault detection and diagnosis by vibration analysis using MEMS accelerometer”, Proceedings of International Conference on Emerging Trends in Communication, Control, Signal Processing & Computing Applications (C2SPCA), pp. 1-6, Bangalore, India, 2013. [72] Rajesh, B., “Heat measurement at various parts of three phase induction motor at low speed using Z-source filter” Proceedings of “5th International Conference Power Electronics Systems and Applications (PESA)”, Hong Kong, 2013. [73] Rodriguez, P. V. J., “Current-, force- and vibration-based techniques for induction motor condition monitoring”, PhD Thesis, “Helsinki University of Technology”, Espoo, Finlanda, 2007. [74] Roşca, I.C., Filip, M., Helerea, E., „Three-phase squirrel-cage induction motor modal analyses. Theoretical and experimental aspects” Proceedings of “13th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, pp. 606-611, Braşov, 2012. [75] Roşca, I.C., Filip, M., „Damping ratio estimation of Three-Phase Induction Motor” Proceedings of “14th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, pp. 405-408, Braşov, 2014. [76] Ruiz-Gonzalez, A. , Vargas-Merino, F. , Heredia-Larrubia, “Application of Slope PWM Strategies to Reduce Acoustic Noise Radiated by Inverter-Fed Induction Motors”, Industrial Electronics, IEEE Transactions , Volume:60 , Issue: 7 , July 2013.


71

[77] Salazar-Villanueva, F., Ibarra-Manzano, O.G., “Spectral analysis for identifying faults in induction motors by means of sound ” Proceedings of „International Conference on Electronics, Communications and Computing (CONIELECOMP)”, pp. 149-153, Cholula, Mexic, 2013. [78] Santos, V.S., Felipe, P.R.V, Lemozy, N.A., Quispe, E.C., „Procedure for Determining Induction Motor Efficiency Working Under Distorted Grid Voltages”, Energy Conversion, IEEE Transactions, Volume:PP Issue: 99 , Aug. 2014. [79] Sarhan, H., Issa, R., ”Improving mechanical characteristics of inverter-induction motor drive system”, ”American Journal of Applied Sciences”, Vol. 3, No. 8, pp. 1961-1966, Statele Unite ale Americii, 2006. [80] Schlensok, C., Schmulling, B., Hameyer, K., “Electromagnetically excited audible noise – evaluation and optimization of electrical machines by numerical simulation”, COMPEL “The International Journal for Computation and Mathematics in Electrical and Electronic Engineering”, Vol. 26, No. 3, pp. 727-742, 2007. [81] Schoppa, A., P., “Einfluss der Be- und Verarbeitung auf die magnetischen Eigenschaften von schlussgegluhtem, nichtkornorientiertem Elektroband”, PHD Thesis, “UB/TIP Hannover”, Hannover, 2001. [82] Schutzhold, J., Hofmann, W., „Analysis of the temperature dependence of losses in electrical machines” IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE), 2013. [83] Scutaru, Ghe., Peter, I., ”Zgomotul motoarelor electrice asincrone cu rotor de tip colivie”, Editura “Lux Libris”, Braşov, 2004. [84] Scutaru, Ghe., Peter, I., Ionescu, R.M., Negoiţă A., “The magnetic noise of inverter-fed three-phase induction motors with squirrel cage rotors”, Proceedings of “12th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment”, pp. 279-284, Braşov, 2010. [85] Scutaru, Ghe., Negoiţă, A., Ionescu, R.M., „Three-phase induction motor design software” Proceedings of „IEEE International Conference on Automation Quality and Testing Robotics (AQTR)”, pp.1-4, Cluj-Napoca, 2010. [86] Scutaru, Ghe., “Program de proiectare optimizată a motoarelor electrice - Mocap” v.2014. [87] Seshadrinath, J., Singh, B., Panigrahi, B.K. „ Investigation of Vibration Signatures for Multiple Fault Diagnosis in Variable Frequency Drives Using Complex Wavelets ”, IEEE Transactions on “Power Electronics” Volume:29 , Issue: 2, pp.936 – 945, Feb. 2014. [88] Silva, W.L., Lima, A.M.N., Oliveira, A. „Torque estimation using rotor slots harmonics on a three-phase induction motor” Proceedings of “Instrumentation and Measurement Technology Conference (I2MTC)” , pp. 1301 – 1305, Montevideo, 2014. [89] Silvester, P.P., Ferrari, R.L. „ Finite Elements for Electrical Engineers ”second edition, Cambridge University Press, 1990.


72

[90] Sinervo, A., Arkkio, A., “Rotor Radial Position Control and its Effect on the Total Efficiency of a Bearingless Induction Motor With a Cage Rotor ”, IEEE Transactions on “Magnetics” Volume:50 , Issue: 4, pp.1 – 9, Apr. 2014. [91] Steil, W. „Experimentelle untersuchung der drehmoment verhaltnisse mit kurzschlußrotoren verschiedener stabyahl” (1919) în limba germană. [92] Sorohan, Şt., Constantinescu, I.N. „Practica modelării şi analizei cu elemente finite” Editura „Politehnica Press”, Bucureşti, 2003. [93] Szabo, L., Dobai, J., Biro, K., Fodor, D., Toth, F., “Study on squirrel cage faults of induction machines by means of advanced FEM based simulatons”, Proceedings of the “International Conference on Electrical Drives and Power Electronics, EDPE 2005”, pe CD, E05-78, Dubrovnik, Croaţia, 2005. [94] Timar, P.L., Hallenius, K.E., “Some notes on the necessity to extend the vibroacoustical tests of rotating electrical machines used in variabile-speed drives”, Conference record of the 1988 IEEE “Industry Applications Society Annual Meeting”, Vol. 1, pp. 124-128, 1988. [95] Tsypkin, M., “Induction motor condition monitoring: Vibration analysis technique - a twice line frequency component as a diagnostic tool”, Proceedings of „IEEE Conference Electric Machines & Drives (IEMDC) ”, pp.117-124, Chicago, 2013. [96] Tudorache, T., Taras, P., Fireţeanu, V. “ Finite Element Diagnosis of Squirrel Cage Induction Motors with Rotor Bar Faults”, IEEE Conference „OPTIM 2006” Braşov, 2006. [97] Turcanu, O.A., Tudorache, T., Fireţeanu, V., “Influence of squirrel-cage bar cross- section geometry on induction motor performance”,IEEE Conference „SPEEDAM 2006”, Taormina, Italia, 2006. [98] Universitatea de arhitectură şi urbanism ”Ion Mincu”, UAUIM, ”Normativ privind protecţia la zgomot”, Bucureşti, 2003. [99] Van Haute, S., Malfait, A., Reekmans, R., Belmans, R., “Losses, audible noise and overvoltages in induction motor drives”, Conference Record of “Power Electronics Specialists Conference”, Vol. 1, pp. 586-592, Atlanta, Georgia, Statele Unite ale Americii, 1995. [100] Vandevelde, L., Rasmussen, C., Melkebeek, J., “Numerical analysis of magnetic noise and torque ripples of split-phase induction motors”, Proceedings of “18th International Conference on Electrical Machines, ICEM 2008”, pp. 1-6, Vilamoura, Portugalia, 2008. [101] Vaseghi, B., Takorabet, N., Meibody-Tabar, F., “Transient finite element analysis of induction machines with stator winding turn fault”, publicat în “Progress in Electromagnetic Research, PIER 95”, pp. 1-18, 2009. [102] Vijayraghavan, P., Krishnan, R., “Noise in electrical machines – a review”, IEEE Proceedings of “Thirty-Third Industry Applications Annual Meeting, 1998”, Vol. 1, pp. 251-258, 1998.


73

[103] Vîrlan, B. „Cercetări privind îmbunătăţirea performanţelor maşinilor asincrone cu rotor exterior”,Teză de doctorat, Universitatea Tehnică „Gheorghe Asachi”, Iaşi, 2012. [104] Wang, C., Lai, J., “Vibration analysis of an induction motor”, Publicat în jurnalul “Journal of Sound and Vibration”, Editura ”Elsevier”, Vol. 224, No. 4, pp. 733-756, Amsterdam, Olanda, 1999. [105] Zhu, B., Prasanna, U.R., Rajashekara, K., Kubo, H. „Comparative study of PWM strategies for three-phase open-end winding induction motor drives” Proceedings of „International Power Electronics Conference (IPEC)”, Hiroshima, Japonia, 2014.


74

Anexa 1 Rezumat în limba română Prin intermediul acestei lucrări s-a efectuat un studiu privind nivelurile de zgomote, vibraţii şi încălzire pentru două motoare prototip de randament premium IE 3. Aceste motoare sunt de tip MAL 160M, respectiv MAL 160L cu puteri de 7,5kW/1000 rpm şi 11kW/1000 rpm. Din punct de vedere al zgomotelor emise, s-a realizat o modelare a acestora prin intermediul programului de element finit FLUX 2D, care este comparată cu măsurători practice realizate prin intermediul a două dispozitive – primul un sonometru de tip 2250 Bruel&Kjaer (clasa de precizie 1), iar al doilea un dispozitiv proiectat în cadrul tezei, înglobat într-o platformă integrată de analiză a zgomotelor şi vibraţiilor denumit SV-100. Analiza şi modelarea vibraţiilor a vizat determinarea modurilor şi a frecvenţelor proprii de vibraţie pentru componentele celor două motoare. Aceasta s-a efectuat prin intermediul programului ANSYS 3D. Modelările au fost validate prin determinări experimentale realizate în laborator, dar şi prin intermediul celei de-a doua componente a platformei de analiză a vibraţiilor care utilizează analizorul: Vibro M-100. Analiza încălzirii, a constat în întocmirea modelului termic al motorului asincron de randament premium IE3, iar validarea rezultatelor s-a făcut prin măsurători de laborator cu ajutorul unei camere de termoviziune de tip MOBIR 440M. Abstract Through this thesis was carried out a study on the levels of noise, vibration and heating for two premium efficiency IE3 motors prototype. These induction motors are by types MAL 160M and MAL 160L with powers of 7.5kW / 1,000 rpm and 11kW / 1,000 rpm. In terms of noises emitted their modeling was performed using the finite element program FLUX 2D, which is compared with practical measurements made by means of two devices - first a sound level meter Bruel & Kjaer type 2250 (precision class 1), and the second a device designed in the thesis, embedded in an integrated platform for the analysis of noise and vibration called SV-100. Analysis and modeling aimed at determining vibration modes and their frequency vibration components of two engines. Analysis and modeling of vibration was to determine the modes and frequencies of vibration for the components of two three phase induction motors. This study was performed using ANSYS 3D program. Modeling was validated by experimental measurements performed in the laboratory, and by means of the two-component of analysis and vibration platform which using the analyzer: Vibro M-100. Heating analysis, was to design of the thermal model for induction motor by premium efficiency IE 3 and validation of the results was done by laboratory measurements using a thermal camera by type 440 MOBIR.

75

Informaţii personale Nume Adresă Email Data naşterii Experienţa profesională Oct. 2011 -prezent 1 Sept 2010 -30 Aug 2011 1 Sept 2009 -30 August 2010 1 Sept 2006 -15 Iunie 2007 1 Sept 2007 – 15 Iunie 2008 1 Iulie – 30 August 2006 Educaţie şi formare Oct. 2009 – Iul. 2011 Oct. 2009 –Iul. 2013 Oct.2009 –Iul. 2013 Sept. 1999 –Iun. 2004 Limbi străine cunoscute Aptitudini şi competenţe tehnice Permis de conducere

NISTOR Ciprian Gheorghe Str. Câmpul Alb, Nr. 17 Codlea, jud Braşov [email protected], [email protected] 22.10.1984 Doctorand cu frecvenţă şi Asistent asociat în cadrul Universităţii „Transilvania” Brasov ; Facultatea de Inginerie Electrică şi Ştiinţa Calculatoarelor, Departamentul de Inginerie Electrică şi Fizică Aplicată. În această perioadă am participat la două proiecte de cercetare ştiinţifică respectiv UEFISCDI, Proiect nr. 32/2012 “Maşini electrice cu eficienţă sporită, prin utilizarea unor soluţii tehnice avansate, bazate pe predeterminarea proprietăţilor magnetice ale tolelor –MEF-MAG” perioada 2012-2014 respectiv Proiect POSDRU 87/1.3/S/60891 “Implementarea eficientă a tehnologiilor şi instrumentelor educaţionale moderne în învăţământul superior tehnic-DidaTec” perioada 2012-2014. Profesor inginer – Colegiul Tehnic “Simion Mehedinţi” Codlea. Profesor inginer – Colegiul Tehnic Feroviar Braşov. Profesor suplinitor – Colegiul Tehnic “Simion Mehedinţi” Codlea. Sc Continental Automotive Systems Srl Sibiu, Montator- Depanator Aparate Electronice. Responsabilitate : Diagnosticarea defectelor pentru calculatoarele de bord ale autovehiculelor. În perioada 2003-2011 am funcţionat ca electronist particular unde am avut următoarele responsabilităţi :Repararea echipamentelor electronice - Tv si Monitoare –Plasma , LCD, Tub cinescop, Antene si amplificatoare CB, Staţii de emisie -recepţie în bandă 27 MHz, Amplificatoare audio, Vanzarea echipamentelor de mai sus amintite, Subansamble electronice auto, Instalaţii electrice auto. Am realizat cu succes colaborarea pentru partea de service şi cu câteva societăţi comerciale din diferite domenii. Studii de Masterat - Universitatea „Transilvania” Braşov ; Facultatea de Inginerie Electrică şi Ştiinţa Calculatoarelor. Titlul ştiinţific obţinut: Master (specializarea :Sisteme Electrice Avansate –Lb. Engleză). Universitatea „Lucian Blaga ” Sibiu ; Facultatea de Teologie Ortodoxă “Andrei Şaguna “ – secţia Teologie Pastorală. Studii de licenţă - Universitatea „Transilvania” Braşov; Facultatea de Inginerie Electrică şi Ştiinţa Calculatoarelor. Titlul ştiinţific obţinut: Inginer (specializarea :Electrotehnică Generală). Tot în această perioadă am obţinut şi Certificatul de absolvire al modulului Psihopedagogic (Ciclul I). Liceul ”Colorom ” Codlea (Colegiul Tehnic “Simion Mehedinti” Codlea). Specializarea obţinută: Electronist Depanator RTV/ Tehnician Electrotehnist. Engleză –Nivel mediu. Participarea la conferinţe de specialitate în calitate de autor respectiv coautor. Proiectarea şi execuţia convertoarelor utilizate în electronica de putere . În timpul studiilor liceale, respectiv clasa a XI a am obţinut Locul I la faza judeţeană şi Locul III la Faza Naţională a Concursului pe Meserii la specializarea Electronist Aparate şi Echipamente (2002), iar în clasa a XIIa Locul II la faza judeţeană a olimpiadei de electrotehnică. Categoriile A, B, BE, C, CE.

76

Personal information Name and surname Adress Email Date of birth Professional experience Oct. 2011 -present 1 Sept. 2010 – 30 Aug 2011 1 Sept 2009 - 30 Aug 2010 1 Sept. 2006 -15 Jun. 2007 1 Sept. 2007 – 15 Jun. 2008 1 Jul. – 30 Aug 2006 Education and training Oct. 2009 – Jul. 2011 Oct. 2009 –Jul. 2013 Oct.2005 –Iul. 2009 Sept. 1999 –Iun. 2004 Foreign languages Technical skills and competences Driver license

Nistor Ciprian Gheorghe Campul Alb Street. No. 17 Codlea-Brasov County [email protected], [email protected] 22th October 1984, Codlea PhD student and Associate Assistant at University "Transilvania" of Brasov, Faculty of Electrical Engineering and Computer Science, Department of Electrical Engineering and Applied Physics. During this time I participated in two research projects respectively: UEFISCDI, Project no. 32/2012 "Electrical machines with high efficiency by using advanced technical solutions based on the magnetic properties of the laminations predetermination -MEF-MAG” period 2012-2014 and POSDRU Project 87/1.3/S/60891 "Effective implementation of modern educational technologies and tools in technical higher education-DidaTec" period 2012-2014. “Simion Mehedinti” Technical College, Codlea, Position: Engineer Professor. Brasov Railway Technical College, Position: Egineer Professor. Substitute teacher - "Simion Mehedinti" Technical College Codlea. Sc Continental Automotive Systems Srl Sibiu, Electronist Electronics Apparatus, Responsibility:Diagnosing defects on-board vehicle computers. In the period 2003-2011 I worked as a particular electronics where I had the following responsibilities:Electronics Repairs - TV and Monitors -Plasma, LCD, CRT, CB antennas and amplifiers, CB stations band 27 MHz, audio amplifiers, Selling the above mentioned equipment, Electronics assemblies Auto Electrical parts. We had successfully worked for the service and a few companies, in various fields of activity. Master Studies - "Transilvania" University of Brasov; Faculty of Electrical Engineering and Computer Science. Scientific Title obtained: Master (specialization: Advanced Electrical Systems –Study in English language). "Lucian Blaga" University of Sibiu; "Andrei Saguna" Faculty of Orthodox Theology. Department: Pastoral Theology. Bachelor study -"Transilvania" University of Brasov; Faculty of Electrical Engineering and Computer Science. Scientific Title obtained: Engineer (specialization: General Electrotechnics). Also during this period I obtained certificate of completing pedagogical module (Cycle I). "Simion Mehedinti" Technical College Codlea. Specialization: Radio-Tv Electronist / Electrotehnics Technician. English –Medium level. Participation in professional conferences as author respective coauthor. Design and implementation of converters used in power electronics. During high school studies, respectively XI-grade I have obtained first place in the county and third place at the National Crafts Competition specialization in Electronics Devices and Equipment (2002) and XII-grade Second place at the county level of Electrotechnical Olympics. A, B, BE, C, CE Categories.

Documents

Universitatea Transilvania din Braşov · -Prof. Dr. Ing. Sergiu IVANOV Universitatea din Craiova -Prof. Dr. Ing. Ioan Călin ROŞCA Universitatea Transilvania Braşov Data, ora şi