NÁVRH GENERÁTORU S PERMANENTNÍMI MAGNETY - PDF Free Download\nNÁVRH GENERÁTORU S PERMANENTNÍMI MAGNETY\n1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA ELEKTROTECHNIKY A KOMUNIKAČNÍCH TECHNOLOGIÍ &...\nAuthor: Aneta Slavíková\n1. díl. Magické magnety. Progress Academy. Magické magnety. 1. díl. Jednoduše, krok za krokem vytvořte magnety, které vám vydělají peníze\n1 Progress Academy I Magické magnety Jednoduše, krok za krokem vytvořte magnety, které vám vydělají peníze. ...\nNávrh synchronního motoru s permanentními magnety pro pohon elektromobilu\n1 ZÁPADOČESKÁ UNIVERZITA V PLZNI FAKULTA ELEKTROTECHNICKÁ KATEDRA ELEKTROMECHANIKY A VÝKONOVÉ ELEKTRONIKY DIPLOMOV&...\nVYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ NÁVRH SYNCHRONNÍHO STROJE S PERMANENTNÍMI MAGNETY BAKALÁŘSKÁ PRÁCE\nMODELOVÁNÍ SYNCHRONNÍHO MOTORU S PERMANENTNÍMI MAGNETY V NESTANDARTNÍCH SITUACÍCH PMSM MODELING IN NON-STANDARD SITUATIONS\nMagnetické pole se projevuje silovými účinky - magnety přitahují železné kovy\n1 Magnetické pole Vznik a zobrazení magnetického pole Magnetické pole vzniká kolem pohybujících se el...\nKatalog KALENDÁŘE 2018 NOVINKY. Luxusní dárkové bloky s tužkou Široký výběr pohlednic Magnety Obrazoví průvodci Prahou a Kutnou Horou Omalovánky\n1 0 Katalog KALEDÁŘE Luxusní dárkové bloky s tužkou Široký výběr pohlednic Magnety Obrazoví pr...\nSelter. ...permanetní magnety a elektromagnety. Magnetic Systems. Permanentní magnetické upínací desky. Laminární bloky. Kruhové magnetické desky\n1 ...permanetní magnety a elektromagnety Permanentní magnetické upínací desky Laminární bloky Kruhov&...\nS S S 1:- S S S S S S S S S S S S S S 46 RIJKSWATERSTAAT WERKGROEP STEUNPUNTEN. Voorstellen betreffende een nieuwe organisatievorm ten\n1 2 ( RIJKWATERTAAT WERKGROEP TEUNPUNTEN Voorstellen betreffende een nieuwe organisatievorm ten behoeve van het beheer en onderhoud van autosneiwegen ...\nFAKULTA ELEKTROTECHNIKY A KOMUNIKAČNÍCH TECHNOLOGIÍ ÚSTAV VÝKONOVÉ ELEKTROTECHNIKY A ELEKTRONIKY FACULTY OF ELECTRICAL ENGINEERING AND COMMUNICATION DEPARTMENT OF POWER ELECTRICAL AND ELECTRONIC ENGINEERING\nNÁVRH GENERÁTORU S PERMANENTNÍMI MAGNETY DESIGN OF PERMANENT MAGNET GENERATOR\nVYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií Ústav výkonové elektrotechniky a elektroniky\nBakalářská práce bakalářský studijní obor Silnoproudá elektrotechnika a elektroenergetika Student: Ročník:\nMichal Štencl 3\nID: 154889 Akademický rok: 2014/2015\nNávrh generátoru s permanentními magnety POKYNY PRO VYPRACOVÁNÍ: 1. Proveďte literární průzkum dané problematiky. 2. Navrhněte generátor s permanentními magnety na rotoru. Jmenovité napěří 690V, n = 1600min-1, 2p = 6. 3. Proveďte kontrolu vypočtených hodnot s hodnotami získanými z měření na prototypu generátoru. 4. Vyhodnoťte výsledky se zaměřením na cogging, napětí naprázdno a napětí při zatížení. DOPORUČENÁ LITERATURA:  Cigánek,L., Bauer,M.: Elektrické stroje a přístroje  Fitzgerald, A.E.,Kingsley, Ch., Kusko, A.: Electric machinery. McGraw Hill 1971  Firemní podklady TES Vsetín Termín zadání:\nVedoucí práce: doc. Ing. Čestmír Ondrůšek, CSc. Konzultanti bakalářské práce:\ndoc. Ing. Petr Toman, Ph.D. Předseda oborové rady\nUPOZORNĚNÍ: Autor bakalářské práce nesmí při vytváření bakalářské práce porušit autorská práva třetích osob, zejména nesmí zasahovat nedovoleným způsobem do cizích autorských práv osobnostních a musí si být plně vědom následků porušení ustanovení § 11 a následujících autorského zákona č. 121/2000 Sb., včetně možných trestněprávních důsledků vyplývajících z ustanovení části druhé, hlavy VI. díl 4 Trestního zákoníku č.40/2009 Sb.\nAbstrakt Tato bakalářská práce se zabývá elektromagnetickým návrhem synchronního generátoru s permanentními magnety na rotoru. Cílem práce je ověřit již vyrobený prototyp generátoru, který po odzkoušení vykazuje problémy s přehříváním magnetů a vinutí. V práci je uveden elektromagnetický návrh stroje, simulace pomocí RMxprt a následné porovnání s prototypem generátoru. Dále také simulace provozních stavů pomocí Maxwell 2D a Maxwell 3D.\nAbstract This thesis deals with electromagnetic design of synchronous generator with permanent magnets. The aim of this work is verify already made prototype of generator, which after testing has problem with warming of permanent magnets and winding. The work includes electromagnetic design of the machine, simulation through RMxprt and comparison with prototype of generator. The thesis includes also simulations operating conditions through Maxwell 2D and Maxwell 3D.\nKlíčová slova Synchronní stroj; permanentní magnety ; elektromagnetický indukce; účinnost; účiník; Maxwell; RMxprt\nKeywords synchronous machine; permanent magnets; electromagnetic design; flux density; efficiency; power factor; Maxwell; RMxprt\nBibliografická citace ŠTENCL, M. Návrh generátoru s permanentními magnety. Brno: Vysoké učení technické v Brně, Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií, 2015. XY s. Vedoucí bakalářské práce doc. Ing. Čestmír Ondrůšek, CSc.\nProhlašuji, že svou bakalářskou práci na téma Návrh synchronního generátoru s permanentními magnety jsem vypracoval samostatně pod vedením vedoucího bakalářské práce a s použitím odborné literatury a dalších informačních zdrojů, které jsou všechny citovány v práci a uvedeny v seznamu literatury na konci práce. Jako autor uvedené bakalářské práce dále prohlašuji, že v souvislosti s vytvořením této bakalářské práce jsem neporušil autorská práva třetích osob, zejména jsem nezasáhl nedovoleným způsobem do cizích autorských práv osobnostních a jsem si plně vědom následků porušení ustanovení § 11 a následujících autorského zákona č. 121/2000 Sb., včetně možných trestněprávních důsledků vyplývajících z ustanovení § 152 trestního zákona č. 140/1961 Sb. V Brně dne ……………………………\nPodpis autora ………………………………..\nPoděkování Děkuji vedoucímu bakalářské práce doc. Ing. Čestmír Ondrůšek, Csc. za účinnou metodickou, pedagogickou a odbornou pomoc a další cenné rady při zpracování mé bakalářské práce. V Brně dne ……………………………\nOBSAH OBSAH ..........................................................................................................................................................6 SEZNAM OBRÁZKŮ..................................................................................................................................8 SEZNAM TABULEK ..................................................................................................................................9 SEZNAM PŘÍLOH ....................................................................................................................................10 SEZNAM SYMBOLŮ A ZKRATEK .......................................................................................................11 1 ÚVOD .......................................................................................................................................................15 2 SYNCHRONNÍ STROJE .......................................................................................................................16 2.1 PRINCIP ČINNOSTI ............................................................................................................................16 3 SYNCHRONNÍ STROJE S PERMANENTNÍMI MAGNETY..........................................................18 3.1 KONSTRUKCE STATORU...................................................................................................................18 3.2 KONSTRUKCE ROTORU ....................................................................................................................19 3.3 PERMANENTNÍ MAGNETY ................................................................................................................22 3.3.1 MATERIÁLY PERMANENTNÍCH MAGNETŮ ..............................................................................22 4 ELEKTROMAGNETICKÝ NÁVRH STROJE...................................................................................25 4.1 VSTUPNÍ HODNOTY STROJE .............................................................................................................26 4.2 NÁVRH HLAVNÍCH ROZMĚRŮ STROJE ............................................................................................26 4.3 NÁVRH STATOROVÉHO VINUTÍ .......................................................................................................28 4.4 NÁVRH STATOROVÉ DRÁŽKY ..........................................................................................................32 4.5 NÁVRH MAGNETICKÉHO OBVODU ..................................................................................................36 4.6 VÝPOČET ODPORU STATOROVÉHO VINUTÍ ....................................................................................40 4.7 VÝPOČET ROZPTYLOVÝCH INDUKČNOSTÍ A REAKTANCÍ..............................................................40 4.8 ZTRÁTY .............................................................................................................................................46 4.8.1 ZTRÁTY V ŽELEZE ...................................................................................................................47 4.8.2 ZTRÁTY VENTILAČNÍ ..............................................................................................................49 4.8.3 ZTRÁTY MECHANICKÉ ............................................................................................................49 4.8.4 ZTRÁTY DODATEČNÉ ..............................................................................................................50 4.8.5 ZTRÁTY VE VINUTÍ ..................................................................................................................51 4.9 ÚČINNOST A ÚČINÍK .........................................................................................................................53 4.10 HMOTNOST AKTIVNÍCH ČÁSTÍ STROJE .........................................................................................53 4.11 VÝSTUPNÍ HODNOTY STROJE ........................................................................................................55 5 POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ ...................................................................................................................57 5.1 VÝPOČETNÍ SOFTWARE ...................................................................................................................57 5.1.1 RMXPRT..................................................................................................................................57 5.1.2 MAXWELL 2D A 3D ................................................................................................................58 5.2 POROVNÁNÍ S PROTOTYPEM GENERÁTORU ...................................................................................60 5.2.1 POROVNÁNÍ ZÁKLADNÍCH PARAMETRŮ .................................................................................60 5.2.2 POROVNÁNÍ HLAVNÍCH ROZMĚRŮ ..........................................................................................61\n5.2.3 POROVNÁNÍ MAGNETICKÝCH INDUKCÍ V JEDNOTLIVÝCH ČÁSTECH STROJE ..........................62 5.2.4 POROVNÁNÍ PARAMETRŮ V USTÁLENÉM STAVU ....................................................................63 6 VYHODNOCENÍ VÝSLEDKŮ .............................................................................................................64 6.1 RELUKTANČNÍ MOMENT ..................................................................................................................64 6.1.1 MINIMALIZACE RELUKTANČNÍHO MOMENTU .........................................................................65 6.2 NAPĚTÍ NAPRÁZDNO ........................................................................................................................66 6.3 NAPĚTÍ PŘI ZATÍŽENÍ .......................................................................................................................68 6.4 ROZLOŽENÍ MAGNETICKÉ INDUKCE...............................................................................................70 7 ZÁVĚR .....................................................................................................................................................72 LITERATURA ...........................................................................................................................................73 PŘÍLOHY ...................................................................................................................................................74\nSEZNAM OBRÁZKŮ Obrázek 1: Provedení rotoru synchronního stroje  ................................................................ 16 Obrázek 2: Momentová charakteristika synchronního stroje  .................................................. 17 Obrázek 3: Statorový svazek navrhovaného stroje ........................................................................ 18 Obrázek 4: Jednotlivé typy rotorů  ............................................................................................ 19 Obrázek 5: Uchycení permanentních magnetů .............................................................................. 20 Obrázek 6: Sestavený rotor navrhovaného stroje .......................................................................... 21 Obrázek 7: Porovnání hysterezních křivek .................................................................................... 22 Obrázek 8: Oblasti využití permanentních magnetů  ............................................................... 23 Obrázek 9: Porovnání demagnetizačních křivek různých materiálů ............................................. 24 Obrázek 10: Náčrt dvouvrstvého vinutí  ................................................................................... 29 Obrázek 11: Pólová a drážková rozteč .......................................................................................... 30 Obrázek 12: Jednotlivé typy drážek  ......................................................................................... 32 Obrázek 13: Zvolený tvar statorové drážky ................................................................................... 33 Obrázek 14: Tvar a rozměry statorové drážky ............................................................................... 35 Obrázek 15: Rozložení ztrát generátoru s permanentními magnety .............................................. 46 Obrázek 16: Náhled na pracovní prostředí RMxprt  ................................................................ 58 Obrázek 17: Náhled na pracovní prostředí Maxwell. ............................................................... 59 Obrázek 18: Průběh reluktančního momentu ................................................................................ 64 Obrázek 19: Redukovaný reluktanční moment ............................................................................... 65 Obrázek 20: Indukované napětí naprázdno ................................................................................... 66 Obrázek 21: Charakteristika navrhovaného stroje naprázdno ...................................................... 67 Obrázek 22: Charakteristika prototypu generátoru naprázdno..................................................... 67 Obrázek 23: Zatěžovací obvod ....................................................................................................... 68 Obrázek 24: Fázová napětí při zatížení ......................................................................................... 69 Obrázek 25: Rozložení magnetické indukce při stavu naprázdno .................................................. 70 Obrázek 26: Rozložení magnetické indukce při jmenovitém zatížení ............................................. 71\nSEZNAM TABULEK Tabulka 1: Porovnání základních parametrů ................................................................................ 60 Tabulka 2: Porovnání hlavních rozměrů........................................................................................ 61 Tabulka 3: Porovnání magnetických indukcí ................................................................................. 62 Tabulka 4: Porovnání parametrů v ustáleném stavu ..................................................................... 63 Tabulka 5: Fázová napětí naprázdno při jmenovitých otáčkách ................................................... 66 Tabulka 6: Fázová napětí při zatížení jmenovitým proudem ......................................................... 69\nSEZNAM PŘÍLOH Příloha 1: Technický list použitých plechů  ............................................................................ 74 Příloha 2: BH křivka plechů M290-50A  ................................................................................ 75 Příloha 3: Korekční koeficienty v závislosti na indukci  ........................................................... 75 Příloha 4: 2D model stroje v Maxwell ........................................................................................... 76 Příloha 5: 3D model stroje v Maxwell ........................................................................................... 76\nSEZNAM SYMBOLŮ A ZKRATEK A\nlineární proudová hustota\n[ A/m ]\nteoretická špičková magnetická indukce v mezeře\nrozdíl maximální a minimální indukce v mezeře\nteoretická magnetická indukce ve statorovém zubu\nskutečná magnetická indukce ve statorovém zubu\nmaximální magnetická indukce v mezeře\nmagnetická indukce jha statoru\nmagnetická indukce jha rotoru\nkorekční faktor jha rotoru\nkorekční faktor jha statoru\nvnější průměr rotoru\nvnitřní průměr rotoru\nvnější průměr železa rotoru\nvnitřní průměr statoru\nvnější průměr statoru\nprůměr jha rotoru\nprůměr jha statoru\nnapětí indukované permanentními magnety\nfrekvence na povrchu rotoru\nvýška permanentních magnetů\nvýška jha rotoru\nvýška jha statoru\nkoercitivita permanentních magnetů\nintenzita magnetického pole v zubu statoru\nmaximální intenzita magnetického pole jha rotoru\nmaximální intenzita magnetického pole jha statoru\nstatorový proud v d-ose\nstatorový proud v q-ose\nproudová hustota vinutí statoru\n[ A/m2 ]\nkoeficienty závisející na kroku vinutí\nkoeficient prostorového využití drážky\nprostorový koeficient statorových plechů\nkorekční koeficienty pro ztráty v železe\nekvivalentní délka plechů\nprůměrná délka vodiče vinutí\naxiální délka vodiče měřená od konce statorového plechu [ m ]\nprůměrná délka vodiče čela vinutí\nsynchronní rozptylová indukčnost v d-ose\nmagnetizační indukčnost v d-ose\nmagnetizační indukčnost v q-ose\nsynchronní rozptylová indukčnost v q-ose\nrozptylová indukčnost statoru\nrozptylová indukčnost statorové drážky\nrozptylová indukčnost čel vinutí\nrozptylová indukčnost vzduchové mezery\nrozptylová indukčnost špičky zubu\nhmotnost mědi vinutí\nhmotnost statorových zubů\nhmotnost permanentních magnetů\nhmotnost jha rotoru\nhmotnost jha statoru\ncelková hmotnost aktivních částí\n[ min-1 ]\npočet cívek na fázi\npočet pólových dvojic\nztráty ve statorovém vinutí\nztráty v železe statorových zubů\nztráty v železe jha statoru\nmechanický výkon na hřídeli stroje\npočet drážek na pól a fázi\nodpor jedné fáze statorového vinutí\nplocha měděného vodiče\nplocha mědi v drážce\ncelková plocha drážky\nmagnetické napětí v zubu statoru\nmagnetické napětí permanentních magnetů\ncelkové magnetické napětí\nmagnetické napětí ve jhu rotoru\nmagnetické napětí ve jhu statoru\nmagnetické napětí ve vzduchové mezeře\nobjem statorových zubů\nobjem statorových drážek\nobjem statorového jha\nrozpětí vodičů čel vinutí\nsynchronní reaktance v d-ose\n[ mΩ ]\nrozptylová reaktance v q-ose\nrozptylová reaktance ve statoru\nrozptylová reaktance v drážce\nrozptylová reaktance čel vinutí\nrozptylová reaktance ve vzduchové mezeře\nrozptylová reaktance ve špičce zubu\npočet vodičů v drážce\núhel natočení statorové drážky\nrelativní šířka magnetu\nzměna magnetické indukce\nvelikost vzduchové mezery\nekvivalentní velikost vzduchové mezery\nefektivní velikost vzduchové mezery\nzátěžný úhel stroje\nfiktivní velikost vzduchové mezery\ndovolené oteplení stroje\nkoeficient pro určení ekvivalentního rozměru otevření drážky\nkoeficient magnetické vodivosti ve statorové drážce\nkoeficient magnetické vodivosti čel vinutí\npoměrná permeabilita permanentních magnetů\nhustota permanentních magnetů\n[ S/m ]\nvodivost permanentních magnetů\n1 ÚVOD V posledních letech se problematika vývoje synchronních strojů s permanentními magnety stává stále populárnější. Je to způsobeno zejména vývojem v oblasti permanentních magnetů a také výrazným poklesem jejich ceny. Hlavní výhodou synchronních strojů s permanentními magnety je absence budícího vinutí na rotoru. Díky tomu jsou stroje zbaveny třecích částí, což je výhoda v oblasti údržby a spolehlivosti. Jelikož synchronní stroje s permanentními magnety nepotřebují budit stejnosměrným proudem, odpadají také ztráty způsobené buzením, což má za následek zvýšení účinnosti. Cílem této bakalářské práce je návrh synchronního generátoru s permanentními magnety. Konkrétně se jedná o třífázový generátor o výkonu 2,3 MW. Dalším krokem je porovnání dosažených výsledků s prototypem stroje, vyrobeného firmou TES-Vsetín s.r.o. Tento prototyp generátoru, určený pro větrnou turbínu, byl vyroben, odzkoušen a zjistilo se přehřívání permanentních magnetů a vinutí stroje. Práci jsem rozdělil do sedmi kapitol. V úvodu práce jsem stručně uvedl princip funkce a konstrukce synchronních strojů s permanentními magnety. Samotný elektromagnetický návrh jsem umístil do kapitoly 4. V kapitole pět jsem pak provedl porovnání výsledků dosažených analytickým návrhem a simulací s prototypem generátoru. V závěrečné kapitole jsem uvedl vyhodnocení výsledků se zaměřením na reluktanční moment, napětí naprázdno a napětí při zatížení. Při práci jsem nejprve vypracoval klasický analytický návrh stroje dle teoretických poznatků, které jsem získal v literatuře. Za účelem optimalizace prvotního návrhu jsem následně vytvořil výpočetní program v softwaru Microsoft Excel. Pro simulace provozních stavů bylo zapotřebí se seznámit se simulačním nástrojem Ansys Maxwell. Tento software jsem následně využíval pro simulaci stroje v jeho provozních stavech, a také pro minimalizaci reluktančního momentu.\n2 SYNCHRONNÍ STROJE Synchronní stroje tvoří nejvýznamnější skupinu elektrických točivých strojů, která je používána pro výrobu elektrické energie. Tyto synchronní generátory lze nazývat taktéž alternátory. Podle zařízení, která je pohání, je pak můžeme nazývat turboalternátory (poháněné parní turbínou), nebo hydro-alternátory (poháněné turbínou vodní). Synchronní motory jsou v porovnání s generátory rozšířené méně. Je to dáno zejména neschopností samostatného rozběhu, kde potřebujeme pomocné asynchronní vinutí, nebo rozběhový motor. Avšak nacházejí značné uplatnění například jako synchronní kompenzátory účiníku nebo v oblasti servopohonů.\n2.1 Princip činnosti Jak už vyplývá z názvu, točivé magnetické pole na vinutí statoru má stejnou rychlost (synchronní) jako rotor. Tuto rychlost můžeme vyjádřit vztahem:\n60  f p\n min -1 \nkde n jsou synchronní otáčky, f je frekvence sítě a p je počet pólových dvojic stroje. Statorové vinutí bývá obvykle trojfázové, navinuté v drážkách statorových plechů. Rotory obecně dělíme na dva typy: hladký rotor a rotor s vyniklými póly. Hladký rotor je konstruován jako ocelový válec, do něhož jsou vyfrézované drážky, v nichž je umístěno budící vinutí. Rotor s vyniklými póly je tvořen buď elektromagnety s budícím vinutím, nebo permanentními magnety. (Stroje s permanentními magnety budou blíže rozebrány v kapitole 3 ). \nObrázek 1: Provedení rotoru synchronního stroje a) s vyniklými póly, b) s hladkým rotorem \nBudící vinutí je napájeno stejnosměrným proudem přes kroužky a kartáče. Stejnosměrný proud v budícím vinutí vytvoří stacionární magnetické pole, které interakcí s točivým magnetickým polem statoru vytvoří silové působení, které nazýváme moment stroje. Jelikož synchronní stroje pracují pouze v synchronních otáčkách, tak při zatížení nepoklesnou otáčky, jako například u asynchronního stroje, protože rotor se bude snažit „dohnat“ otáčky statoru.  Tento stav vyvodí posunutí magnetických polí vůči sobě o takzvaný zátěžný úhel β. Podle velikosti zátěžného úhlu rozlišujeme tři provozní stavy synchronních strojů:  β < 0 – režim se nazývá generátorický, magnetické pole statoru se zpožďuje za magnetickým polem rotoru. V praxi to znamená, že dodáváme hnací moment na hřídel;  β = 0 – stroj má nulové zatížení a magnetické pole se navzájem vyruší;  β > 0 – režim se nazývá motorický, magnetické pole rotoru se zpožďuje za magnetickým polem statoru. Znamená to tedy, že moment ze hřídele stroje odebíráme. \nObrázek 2: Momentová charakteristika synchronního stroje  Hodnota zátěžného úhlu β je velmi důležitý parametr, jelikož dojde-li k překročení maximálního zátěžného úhlu tzv. βmax, dojde ke stavu, který nazýváme vytržení ze synchronizmu, což může vést k poruše stroje. \n3 SYNCHRONNÍ STROJE S PERMANENTNÍMI MAGNETY Hlavní rozdíl mezi stroji s permanentními magnety a stroji s hladkým rotorem, či vyniklými póly, je absence budícího vinutí na rotoru. Místo toho jsou na rotoru umístěny permanentní magnety, které generují potřebné magnetické pole. Z toho vyplývají jisté výhody, jako například absence třecích částí potřebných pro buzení, nebo lepší poměr výkon/hmotnost, což je vhodné například do generátorů poháněných větrnou turbínou.\n3.1 Konstrukce statoru Konstrukce statoru je obdobná jako u statoru klasického synchronního stroje či stroje asynchronního. Stator je složen z elektrotechnických plechů, které mají vyšší obsah křemíku a jsou válcované za tepla. Tloušťka plechů se zde běžně pohybuje v rozmezí 0,35-1 mm. Do plechů jsou vylisovány otvory pro ventilační kanály, které slouží dostatečnému průchodu chladícího média stroje. Dále jsou do plechů vylisovány drážky. V dnešní době je možné vylisovat v podstatě jakýkoliv tvar drážky s vysokou přesností, která je dána tolerancemi lisovacího nástroje. To dává projektantům volnost při návrhu drážky přesně na míru konkrétního stroje, avšak vhodnější je volit již používaný typ drážky. Podrobnější popis typů statorových drážek bude obsahem kapitoly 4.4. Takto připravené elektrické plechy jsou slisovány do statorového svazku, který nazýváme též aktivní délka železa stroje. ,\nObrázek 3: Statorový svazek navrhovaného stroje\nDo drážek statorového svazku je poté vsazeno vinutí, které se většinou provádí jako dvouvrstvé a obyčejně bývá zapojeno do hvězdy. Obdobně jako u statorových drážek, tak i vinutí je možno v dnešní době realizovat přesně v rozměrech a tvarech, které byly navrženy. Podrobněji bude návrh vinutí rozebrán v kapitole 4.3. Takto navinutý statorový svazek je připevněn do kostry stroje, která tvoří nosný systém celého statoru. Konstrukce kostry statoru závisí na typu uložení hřídele (vertikální stroj, horizontální stroj), na požadovaném stupni krytí IPxx, požadavcích na chlazení a dalších parametrech. Běžně se kostry vyrábí lité nebo svařované. \n3.2 Konstrukce rotoru Rotor synchronního stroje s permanentními magnety je možné opět realizovat jako rotorový svazek, složený z elektrotechnických plechů, a to včetně vylisovaných otvorů pro chlazení stroje. Jak už bylo zmíněno výše, rotory strojů s permanentními magnety nemají žádné budící vinutí. Tuto funkci zde zastávají permanentní magnety, které vytváří stacionární magnetické pole. Právě díky absenci budícího vinutí jsou rotory s permanentními magnety lehčí, což snižuje setrvačnost stroje a spotřebu materiálu. Magnety se umisťují na povrch rotoru, nebo do rotorového jha. Méně často používaná uložení jsou potom uložení s různým typem natočení (tangenciálně, radiálně, axiálně).\nObrázek 4: Jednotlivé typy rotorů  Typ (a) je rotor se permanentními magnety na povrchu, tento typ rotoru je využit i v našem návrhu. Typ (b) je rotor s magnety vloženými do povrchu rotoru. U rotoru typu (c) magnety tvoří v podstatě pólové nástavce. Typ (d) je rotor s tangenciálně vloženými magnety, typ (e) je rotor s radiálně uloženými magnety, typ (f) je rotor, kde jsou dva magnety na pól uloženy do V-pozice a poslední typ (g) je synchronní reluktanční rotor. \nZpůsob připevnění magnetů závisí na typu uložení magnetů a v podstatě existují dva základní typy:  Uchycení permanentních magnetů uvnitř rotoru. Výhodou tohoto uchycení je vysoká mechanická odolnost magnetů vůči odstředivým silám. Nevýhoda spočívá v tom, že část magnetického toku se uzavírá v železe rotoru a tedy část magnetické síly permanentních magnetů není využita k buzení stroje.   Uchycení permanentních magnetů na povrchu rotoru. Výhodou tohoto uchycení je plné využití magnetické síly k buzení stroje, což umožňuje dosažení vyšší účinnosti stroje při menší hmotnosti. Nevýhodou tohoto uchycení je neschopnost zvládat vyšší otáčky rotoru.  V našem případě jsou permanentní magnety umístěny na rotoru a jsou uchyceny pomocí technického řešení, které vyplývá z užitného vzoru , který je uveden v literatuře. Rotorový svazek je zde tvořen plechy, které mají tvar pravidelného mnohoúhelníku. Permanentní magnety jsou nalepeny na povrch rotoru speciálním vteřinovým lepidlem tak, aby ležely svou stranou s největší plochou na rovných obdélníkových plochách. Protože výrobci lepidel dosud nezaručují trvanlivost lepeného spoje po 20 letech provozu, je lepení použito zejména jako technologické zajištění magnetů.  Samotné zajištění je řešeno tak, že mezi dva sousední magnety se položí nevodivé, sklolaminátové destičky s otvorem o určitém průměru. Tyto destičky jsou ze spodní strany potřené epoxidem. Do plechů jsou vyraženy otvory pro zasunutí nemagnetických šroubů, jejichž závity jsou rovněž pokryté epoxidem. Tyto zápustné šrouby jsou poté zašroubovány do otvorů a utaženy předepsaným momentem. Pevnost tohoto šroubového spoje zabezpečí permanentní magnety před uvolněním při jakémkoliv provozním stavu. Detail uchycení permanentních magnetů viz Obrázek 5.\nObrázek 5: Uchycení permanentních magnetů\nDalší důležitou součástí rotoru je hřídel, který je vyroben z nejrůznějších typů ocelí. Průměr hřídele bývá odstupňován pro uchycení rotačních částí, jako jsou ložiska či ventilátor. Na největším průměru hřídele je pak uchycen rotorový svazek. Dále do hřídele bývá vyfrézovaná drážka pro pero, aby bylo možné zajistit přechod mechanického výkonu poháněcí soustavy na hřídel generátoru. Důležitý parametr hřídele je mechanická pevnost na ohyb. U synchronních strojů, kde nedochází k výraznějším mechanickým rázům, se zkoumají především kritické otáčky stroje, při kterých dochází k rezonančnímu rozkmitání hřídele, což vede k havárii rotoru. Výpočet vlastní frekvence hřídele je záležitostí mechanických konstruktérů a není obsahem této bakalářské práce.  Pohled na sestavený rotor stroje včetně magnetů:\nObrázek 6: Sestavený rotor navrhovaného stroje\n3.3 Permanentní magnety Permanentní magnety vytváří magnetické pole ve vzduchové mezeře, čímž nahrazují funkci budiče, avšak bez přidané spotřeby elektrického výkonu. Jako každý feromagnetický materiál, tak i permanentní magnety jsou charakterizovány hysterezní křivkou. Podle šířky hysterezní křivky je potom dělíme na magneticky tvrdé a magneticky měkké materiály. Základní parametry permanentních magnetů získáme z prvního kvadrantu hysterezní křivky, kde nás zajímá především Br – remanentní indukce a Hc – intenzita magnetického pole, což jsou parametry udávané výrobcem. \nObrázek 7: Porovnání hysterezních křivek \n3.3.1 Materiály permanentních magnetů -\nAlnico magnety (Al, Ni, Co, Fe): hlavní výhodou Alnico magnetů je malá teplotní závislost remanentní indukce na teplotě, proto se oblast maximálních pracovních teplot zde pohybuje okolo 500 °C. Díky tomu je schopen magnet dodávat do vzduchové mezery relativně velkou indukci i při vysokých teplotách. Velkou nevýhodou je ovšem nízká koercitivní síla, která způsobuje, že demagnetizační křivka je velmi nelineární. V praxi to znamená, že je sice velmi lehké tyto magnety zmagnetovat, ale i odmagnetovat. \nFerity: mají vyšší koercitivní sílu než Alnico magnety, ale zároveň mají relativně nízkou remanentní indukci. Teplotní závislost je opět vyhovující, oblast maximálních pracovních teplot okolo 400 °C. Hlavní výhodou je jejich nízká cena. Další výhodou je nízký elektrický odpor, což má za následek nízké ztráty způsobené vířivými proudy. Ferity se vyrábí jako izotropní a anizotropní. \nMagnety ze vzácných zemin: byly vyvinuty za účelem získání co nejvyššího energetického součinu (BH)max. Příměsi zemin, ze kterých jsou tyto magnety tvořeny, nejsou samy o sobě tak vzácné, ale v přírodě se nacházejí pouze jako směsi s dalšími prvky, což znamená, že je jejich separace nákladná.  o Samarium-cobalt (SmCo5): mají vysokou remanentní indukci a vysokou koercitivní sílu. Demagnetizační křivka tohoto typu magnetu se dá považovat za lineární. Maximální pracovní teplota se zde pohybuje mezi 300-350 °C. Jejich hlavní nevýhodou je relativní nedostatek samaria, tudíž vysoká cena.  o Neodym-železo-bór (NdFeB): tento typ magnetu má ze dříve zmíněných nejvyšší remanentní indukci a koercitivní sílu. Teplotní stabilita není tak dobrá, jako u předchozích typů, maximální pracovní teplota je 250 °C. Výhodné pro použití u velkých strojů s vhodným typem chlazení. \nZ grafu je možné porovnat oblasti využití magnetů za vzácných zemin: Ostatní technologie 15%\nMotory, generátory 40% Magnetomechanika 10%\nAkustické zařízení 15%\nDatové technologie 20%\nObrázek 8: Oblasti využití permanentních magnetů \nObrázek 9: Porovnání demagnetizačních křivek různých materiálů  Pro náš stroj byly zvoleny magnety NdFeB-35. Jedná se o magnety ze vzácných zemin – Neodym-železo-bór (NdFeB):, o rozměrech 52x24x80 mm, přičemž výška magnetu bude ověřena v analytickém návrhu stroje. Magnety jsou umístěny za sebou, přičemž mezera mezi dvěma magnety je 1 mm. Rotorový plech má tvar pravidelného třicetiúhelníku a magnety jsou na něm umístěny v deseti řadách. Na jeden pól stroje připadá 5x10 magnetů, celkem je tedy na rotoru umístěno 300 magnetů. Jejich rozmístění na rotoru je patrné viz Obrázek 6. Volba typu a rozmístění magnetů vychází z firemních podkladů.\n4 ELEKTROMAGNETICKÝ NÁVRH STROJE Návrh elektrického stroje je poměrně složitý úkol, který vede k opakovanému výpočtu závislostí mezi veličinami danými formou vztahů, empirickými koeficienty a grafickými závislostmi. Je zde třeba brát v úvahu řadu koeficientů, které v některých případech mohou jít proti sobě. Výsledný návrh elektrického stroje by měl být tedy chápán jako nalezení optimálního řešení dané soustavy.  Na samotném začátku návrhu stroje je potřeba si ujasnit základní parametry stroje:  Typ stroje (synchronní, asynchronní, stejnosměrný, atd.)  Typ konstrukce stroje  Jmenovitý výkon stroje (pro synchronní generátory zdánlivý jmenovitý výkon SN a účiník cosφ)  Jmenovité otáčky  Počet pólových dvojic a jmenovitá frekvence  Jmenovité napětí  Počet fází  Třída zatížení  Účinnost stroje  Mezní cena stroje  Vyrobitelnost Řadu z těchto parametrů získáme přímo jako požadavek od zákazníka, zejména cenu, typ stroje, požadovaný jmenovitý výkon, požadovanou účinnost, účiník a otáčky. Ostatní parametry je možné si určit dle uvážení, ovšem je třeba myslet na pracnost a výrobní náklady stroje. V praxi to znamená, že musí být maximálně využity existující technologická zařízení a vybavení. Při obecném návrhu stroje se tedy začíná určením hlavních rozměrů. Návrh hlavních rozměrů je blíže popsán v podkapitole 4.2. Následně se provádí návrh vinutí a magnetického obvodu stroje. Zde je potřeba dodržet limitní hodnoty proudové hustoty a magnetické indukce v jednotlivých částech stroje. Při prvotním návrhu je možné tyto hodnoty získat z literatury, kde bývají uvedené pro jednotlivé typy strojů a jejich způsob chlazení. Následně při optimalizaci návrhu musíme kontrolovat, zda tyto hodnoty nepřekročily maximální bezpečné meze. Návrh vinutí a magnetického obvodu bude blíže popsán v podkapitolách 4.3, respektive 4.5. Je-li stroj navrhnut elektricky, je potřeba určit chlazení stroje. V první řadě bývá zvolen typ chlazení (ventilátor, vodní chlazení, atd.). Následně je vhodné sestavit náhradní tepelné schéma a určit, zda při daných průřezech chladících kanálů a daném chladícím výkonu se stroj nebude přehřívat. Jestliže bude navrhnutý chladicí systém nevyhovující, je možno buď zpětně upravit návrh stroje (úprava hlavních rozměrů, změna použitých materiálů), nebo zvýšit výkon chladicího systému. Návrh chladicího systému stroje je poměrně obsáhlý úkol a není obsahem této bakalářské práce.\nPři elektromagnetickém návrhu stroje bude postupováno dle literatury . Všechny volené hodnoty a jejich rozsahy byly určeny dle literatury .\n4.1 Vstupní hodnoty stroje V našem případě, jelikož se jedná o ověření elektromagnetického návrhu již vyrobeného prototypu stroje, máme základní parametry stroje jednoznačně určeny. Jedná se o třífázový generátor, s permanentními magnety na povrchu, určený pro větrnou turbínu, připojený přes frekvenční měnič. Vstupní parametry pro návrh stroje tedy jsou: Elektrický výkon:\nP = 2300 kW\nn = 1600 min-1\nPočet pólových dvojic:\nf = 80 Hz\nKoercitivita permanentních magnetů:\nHc = 868000 A/m\nBr = 1,18 T\nNávrh byl řešen nejprve klasickou cestou k pochopení jednotlivých vazeb mezi dílčími částmi návrhu. Poté byl zhotoven jednoduchý výpočetní program v softwaru Microsoft Excel, kde bylo možné vhodně upravovat volené parametry stroje tak, aby se výsledky co nejvíce přiblížily požadovaným hodnotám. Náhled na výpočtový program je možný na přiloženém CD.\n4.2 Návrh hlavních rozměrů stroje Samotný návrh stroje začíná až určením hlavních rozměrů. Hlavními rozměry je myšleno zejména: vnitřní průměr statoru, délka vzduchové mezery a aktivní délka železa stroje. Zde není přesně definováno, jak při volbě hlavních rozměru postupovat. Jednou z možností je například předběžně určit vnitřní průměr statoru ze závislosti na elektromagnetickém výkonu stroje: D = f (Pi), která vznikla na základě zkušeností z již vyrobených strojů.  Důležitým faktorem při návrhu hlavních rozměrů, je volba statorových a rotorových plechů. V našem návrhu jsou použity plechy o jakosti M290-50A. Tento typ plechů budeme uvažovat jak pro statorový, tak i rotorový svazek. Jedná se o plechy o tloušťce 0,5 mm a jejich technické listy je možno najít viz Příloha 1.\nV našem případě se ovšem vycházelo z výpočtu tangenciální síly. Tato síla vytváří moment působící na povrch rotoru. Její hodnota je závislá na typu stroje, v našem případě: σ Ftan* = 18700 Pa\n* platí pro cosφ = 1 Přepočítaná tangenciální síla pro cosφ = 0,9: σ Ftan  σ Ftan*  cos  18700  0, 9  16, 83 kPa\nAby bylo možné určit objem rotoru, potřebný pro výpočet vnitřního průměru rotoru, je třeba znát moment stroje. Jelikož se jedná o generátor, je potřeba moment určovat z celkového mechanického výkonu, získaného v rovnici (4.136). Moment stroje tedy bude: T=\nPMECH 2375, 428  103 =  14, 1773 kNm n 1600 2π  2π  60 60\nObjem rotoru se určí jako poměr momentu stroje a dvojnásobku tangenciální síly:\nT 14,177  103 = = 0, 4212 m3 2σ Ftan 2  16830\nPro výpočet průměru rotoru je potřeba znát koeficient χ, který se nazývá štíhlost stroje. Ta se u synchronních strojů při p > 1 vypočítá:\nπ p π 3 = = 0,4534 4p 43\nVnější průměr rotoru (již zahrnující permanentní magnety na povrchu):\n4  Vr  χ 3 4  0,4212  0,4534   0,624 m π π\nDalší z hlavních rozměrů, který je nezbytné určit, je aktivní délka železa stroje. Tu je možno vypočítat z poměru vnitřního průměru rotoru a štíhlosti, avšak v našem případě bylo zvoleno, že délka železa stroje bude 810 mm, dle firemních podkladů.\nl = 0,81 m\nDélka vzduchové mezery významně ovlivňuje parametry stroje. Při malé vzduchové mezeře rostou ztráty způsobené vířivými proudy, dále také ztráty na povrchu rotoru způsobené vyššími harmonickými proudu statoru. Naopak při velké vzduchové mezeře se zvětšují rozměry magnetů, tudíž i cena stroje, dále také rostou ztráty v magnetech. Dalšími významnými parametry, které vzduchová mezera ovlivňuje, jsou momentová a výkonová přetížitelnost stroje. Určíme tedy délku vzduchové mezery: ,\n 0,18 + 0,006  P 0,4   δ =    k δ1  + k δ2 1000   \n 0,18 + 0,006  23000000,4   =    1,6 + 0,001 = 4,6528 mm 1000    Kde kδ1 je koeficient pro zvětšení vzduchové mezery o 60 % z důvodu, že je generátor připojen přes frekvenční měnič. Koeficient kδ2 je tloušťka bandáže, která činí u magnetů na povrchu rotoru 1-1,5 mm. Tato bandáž se přidává zejména z důvodu snížení ventilačních ztrát rotoru a zvýšení mechanické odolnosti magnetů vůči odstředivým silám. Zaokrouhlíme tedy délku vzduchové mezery na δ = 4,5 mm. Jelikož je známa velikost vnějšího průměru rotoru a délka vzduchové mezery, je možné určit průměr statoru jako: Ds = D r + 2  δ = 0,6236 + 2  0,0045 = 0,633 m\n4.3 Návrh statorového vinutí Vinutí tvoří jednu z nejdůležitějších částí elektrických strojů, jelikož proudy procházející vinutím v interakci s magnetickým polem tvoří základní funkční princip elektrických točivých strojů. Konstrukce a pospojování vinutí se liší provozním režimem a typem stroje.  Podle konstrukce se střídavá vinutí dělí na:  vsypávaná s měkkými cívkami;  vinutí s polotuhými cívkami a tuhými cívkami;  vinutí tyčové. Vinutí vsypávané se vkládá do drážek s úzkým otevřením, kterým se postupně jednotlivé vodiče vkládají („vsypávají“) do statorové drážky. Jestliže je použito strojní navíjení, je možnost buď navinout postupně každý závit bezprostředně do drážky, nebo se předem navinou skupiny cívek, které se následně vtahují do statorových drážek. \nU vsypávaného vinutí průměr vodiče nepřesahuje zpravidla 2 mm, jelikož by se kvůli své tuhosti následně špatně vtahoval do drážek. Potřebného průřezu mědi v drážce se tedy dosáhne použitím několika dílčích paralelních vodičů.  Dále je potřeba určit, zda bude použito vinutí jednovrstvé či dvouvrstvé. U strojů vyšších výkonů jsou téměř vždy použita vinutí dvouvrstvá. Jejich hlavní předností je možnost zkrácení kroku, což se pozitivně projeví na potlačení vyšších harmonických. Dále dávají projektantovi větší volnost při volbě počtu paralelních větví a umožňují rovnoměrnější rozložení čel cívek. \nObrázek 10: Náčrt dvouvrstvého vinutí  V našem návrhu bude použito vinutí dvouvrstvé, vsypávané. Známe tedy typ použitého vinutí, je možno přejít k samotnému návrhu. Nejprve je potřeba určit počet drážek statorového plechu, do kterých budou vodiče vtaženy. K tomu je nutné zvolit počet drážek na pól a fázi:\n5  0,8333 6\nČinitel vinutí je zvolen:\nWp  Nyní je možné určit počet drážek statoru:\nQ = 2  p  m  q = 2  3  3  3 = 54\nPro další výpočty je nutné určit drážkovou a pólovou rozteč stroje. Drážková rozteč je vzdálenost dvou po sobě jdoucích drážek, pólová rozteč pak dvou po sobě jdoucích pólů, viz Obrázek 11.\nObrázek 11: Pólová a drážková rozteč Drážkovou rozteč určíme jako poměr vnitřního průměru statoru a počtu statorových drážek:\nτu = π \nDs 0,633 = π = 0,0368 m Q 54\nRozteč pólů se vypočítá jako poměr vnitřního průměru statoru a počtu pólů:\nτp = π \nDs 0,633 = π = 0,3314 m 2p 23\nTeoretická maximální hodnota magnetické indukce ve vzduchové mezeře se u synchronních strojů s permanentními magnety pohybuje v rozmezí 0,8-1,05 T. Byla zvolena hodnota: B1peak  0,909 T\nJelikož průřez permanentních magnetů je obdélníkový, bude průběh magnetické indukce také přibližně obdélníkový. V tom případě bude 5-8 % magnetické indukce vytvořené permanentními magnety ztraceno jako magnetický rozptyl. Proto skutečné magnety musí být o 5-8 % širší než námi vypočtené. Proto zde zavádíme veličinu s názvem relativní šířka magnetu:\n PM  0,85\nNyní, jelikož byl zaveden koeficient, který zohledňuje obdélníkový průběh magnetické indukce, je možno s využitím teoretické B1peak určit reálnou maximální indukci ve vzduchové mezeře. Ta bude určena jako: Bmax \n  B1peak   0,909   0,7342 T     PM   0,85    4  sin   4  sin    2   2 \nLineární proudová hustota by se pro vzduchem chlazené stroje s permanentními magnety měla být v rozmezí 35-80 kA/m. Byla tedy zvolena hodnota: A  50000 A / m\nPři výpočtu počtu závitů na fázi vycházíme z několika veličin. První z nich je napětí, indukované permanentními magnety, které označujeme EPM, které zde v podstatě nahrazuje fázové napětí. Toto napětí má značný vliv na výkon stroje, a pokud by po návrhu dosažený výkon stroje neodpovídal požadavkům, je možné zvážit změnu EPM. V našem návrhu budeme předpokládat:\nE PM \nU 690   398,3717 V 3 3\nČinitel vinutí pro první harmonickou:\n          1   2      Wp   sin   2   1   0,8333   sin   2   m2    2   3  2   0,902   3 Q p   3  3  sin  1      sin       54  mp Q  \nNyní je možno si určit počet závitů jedné fáze: N\n2  E PM 2  398,3717   7,3492  k w(  )  PM  Bmax  p  l ' 2    80  0,902  0,85  0,7342  0,3314  0,810\nPři výpočtu počtu vodičů v jedné drážce je potřeba si určit počet paralelních větví. Je třeba ovšem vycházet z faktu, že jednou paralelní větví by neměl protékat proud větší než 150 A.  V našem případě bylo zvoleno:\nPočet vodičů v jedné drážce bude: zQ  2  a  m \nN 7,3492  2  6  3  4,8840 Q 54\nJelikož v našem případě je použito vinutí dvouvrstvé, počet vodičů musí být celé sudé číslo. Provedeme proto zaokrouhlení počtu vodičů v jedné drážce na: zQ  6\nPočet závitů jedné fáze se nám tedy změní: N\nQ  zQ 54  6  8 2a m 263\nZaokrouhlení počtu vodičů v drážce ovlivní maximální hodnotu magnetické indukce v mezeře indukované napětím EPM. Aby bylo dále správné počítat se stávající hodnotou EPM, musí být maximální hodnota magnetické indukce ve vzduchové mezeře přepočítána: Bmax \n6  0,7342  0,902 T 4,8840\n4.4 Návrh statorové drážky Jak už bylo zmíněno výše, v dnešní době není problém vyrazit drážku v podstatě jakéhokoli tvaru o vysoké přesnosti. V praxi se ovšem vychází ze známých typů drážek zejména kvůli ušetření nákladů za nový razicí přípravek. Navíc je vhodné, pokud je navrhován podobný stroj, využít podobných drážek z dříve vyrobených a odzkoušených strojů, které pracují bez problémů.\nObrázek 12: Jednotlivé typy drážek \nRozměry statorové drážky jsou navrhovány s ohledem na vodiče, které do ní budou vsazeny. Je zde proto potřeba brát v úvahu řadu parametrů. Nejprve počet vodičů v drážce a jejich průřez. Dále, podle napěťové hladiny, na které stroj pracuje, je určena šířka izolace. Takto připravené vodiče následně určují činitel plnění drážky, který je potřeba hlídat, popřípadě konzultovat s technologií, aby nepřerostl přes mez realizovatelnosti. V našem návrhu bude uvažován tvar drážky dle firemních podkladů, ale její rozměry budou určeny v této kapitole. Zvolený tvar drážky je patrný viz Obrázek 13.\nObrázek 13: Zvolený tvar statorové drážky Jelikož byl zvolen tvar statorové drážky, je možné přejít k určování jejich rozměrů. Nejprve bude zvolena magnetická indukce ve statorovém zubu, která se u synchronních strojů s permanentními magnety pohybuje v rozmezí 1,5-2 T. Volíme tedy hodnotu: Bdapp  1,85 T\nŠířka statorového zubu: bd \nl ' u Bmax 0,810  0,0368 0,903     0,0183 m k FE  l Bdapp 0,97  0,820 1,85\nPro výpočet průřezu vodiče je potřeba provézt počáteční odhad statorového proudu: P 2300  106 Is    2250,878 A m   Usph  cos  3  0,95  389,3717  0,9\nDále pro výpočet průřezu jednoho vodiče v drážce je potřeba znát proudovou hustotu ve vinutí statoru. Ta je závislá na typu chlazení stroje. V našem případě se pohybuje v rozmezí 4-6,5 A/mm2. Volíme tedy hodnotu: J s  5  106 A / m 2\nPrůřez jednoho vodiče tedy bude: Scs \nIs 2250,878   75,0292 mm2 6 a  J s 6  5  10\nPři výpočtu celkového obsahu mědi v drážce statoru musíme uvažovat činitel plnění mědi kCus. Ten se pohybuje v rozmezí 0,6-0,66 a závisí na tvaru vinutí, napětí (tloušťce izolace) a typu vinutí stroje. V našem případě bude uvažován: k Cus  0,63\nCelkový obsah mědi v drážce statoru: SCus \nz Q  S cs 6  75,0292   714,5642 mm2 k Cus 0,63\nVětšinu rozměrů drážky je možné volit. Je ovšem potřeba následně kontrolovat její plochu a činitel plnění drážky, proto je vhodné prvotně zvolené rozměry následně iterací upřesnit. V našem případě byly zvoleny základní rozměry drážky: b1  0,009 m\nh1  0,0008 m\nh 2  0,004 m\nh 3  0,004 m\nh 6  0,002 m\nh '  0,009 m\nOstatní rozměry drážky je třeba vypočítat: b4 \n   Ds  2   h1  h 2   Q\nb4c  b4 \n0,633  2   0,0008  0,004   bd    0,0183  0,0191 m 54\n2    h3 2    0,004  2  h 6  0,0191   2  0,002  0,0156 m Q 54\nHodnota h5 musí být vhodně zvolena (provedeno iterací), aby hodnota obsahu mědi v drážce vypočtená z rozměrů drážky odpovídala. h 5  0,043 m\nb5c  b4c \nh5 0,043  0,0156   0,0164 m Q 54\nPřepočtená hodnota obsahu mědi v drážce:   b  b5c  2 SCus   4c   h 5   b5c  2 8     0,0156  0,0164  2 2    0,043   0,0164  791,5877 mm 2 8  \nPorovnáním rovnic (4.34) a (4.45) je zřejmé, že hodnota obsahu mědi v drážce přibližně odpovídá. Nyní, když je známa vhodná hodnota h5, je možné určit zbývající rozměry drážky: b5  b5c  2  h 6  0,0164  2  0,002  0,0204 m\nCelková plocha drážky tedy bude:\nb    h 3   b 4  b5   2  b Sslot  b1  h1  h 2   4  1   h 3   b4     h 5   b5   Q   2  8  2 2    0,004   0,0191 0,0009    0,009  0,0008  0,004      0,004   0,0191   2  54   2    0,0191  0,0204  2 2    0,043   0,0204  1152,0014 mm 2 8  \nObrázek 14: Tvar a rozměry statorové drážky\n4.5 Návrh magnetického obvodu Magnetický obvod je v zásadě tvořen feromagnetickými materiály a vzduchovou mezerou. Potřebné magnetické pole je tvořeno magnetomotorickými napětími statorového vinutí a v našem případě zejména permanentními magnety. Obecně má elektrický stroj tolik cest magnetických siločar, kolik má pólů. Pole dělíme na hlavní a rozptylová. Hlavní magnetické pole se uzavírá částmi magnetického obvodu statoru a rotoru, přičemž protíná vzduchovou mezeru. Výsledné magnetické napětí se potom určí výpočtem magnetického obvodu stroje, který je tvořen magnetickými napětími na jednotlivých částech a odpovídá určité hodnotě magnetického toku.  Při návrhu magnetického obvodu stroje se přijímá řada zjednodušujících předpokladů. Tvarová složitost a nesouměrnost aktivních částí železa, nerovnoměrné rozložení vodičů vinutí a přítomnost vzduchové mezery v některých případech značně vychylují magnetické siločáry od jejich ideální cesty a bylo by velmi obtížné takovéto pole určovat. V tomto případě je vhodné využít některého z výpočetních softwarů a ověřit, zda jsou hodnoty v přípustných mezích (nedochází k lokálnímu přehřívání stroje apod.).  V našem případě začneme návrh magnetického obvodu určením magnetického napětí ve statorovém zubu. Magnetickou indukci v zubu jsme zvolili v rovnici (4.28). Z BH křivek pro materiál M290-50A můžeme odečíst hodnotu intenzity magnetického pole zubu: H d  9,715 kA\nU mds  H d  (h 3  h 5 )  9,715  103  (0,004  0,043)  336,0575 A\nMagnetické napětí ve statorovém zubu:\nPro určení magnetického napětí ve vzduchové mezeře je potřeba určit ekvivalentní vzduchovou mezeru. Ta se určí součinem Carterova koeficientu a vzduchové mezery. Carterův koeficient vyjadřuje rozdíl mezi magnetickým napětím při drážkovaném povrchu statoru ku magnetickému napětí při hladkém povrchu. K jeho určení je nejprve potřeba znát koeficient κ, který se určí jako:  2  2   b1  2     b1      arctan   ln 1        2      2    b1    \n2   2   0,009  2  0,0045   0,009      arctan    0,009  ln  1   2  0,0045     0, 2794    2  0,0045       \nCarterův koeficient: k C1 \nu 0,0358   1,0733 u    b1 0,0358  0,2794  0,009\nNyní můžeme určit ekvivalentní vzduchovou mezeru, která respektuje vliv otevření drážky na magnetickou vodivost vzduchové mezery: e  k C1    1,0733  0,0045  4,8297 mm\nMagnetické napětí vzduchové mezery tedy bude: U me \nBmax 0,902  e   0,004829   3466,6452 A 0 4  107\nNyní bude určena výška jha statoru a rotoru. K jejich výpočtu je nejprve potřeba určit magnetický tok ve vzduchové mezeře:  m  PM  Bmax   p  l '  0,85  0,902  0,3314  0,81  0,2058 Vs\nHodnoty maximální magnetické indukce jha statoru a rotoru se pohybují v rozmezí:1-1,5 T. Jelikož je uvažována stejná jakost plechů statoru i rotoru, byla zvolena i stejná hodnota maximální magnetické indukce: Bys  1,5 T\nByr  1,5 T\nVýška statorového jha: h ys \nm 0,2058   0,0863 m 2  k Fe  l  Bys 2  0,97  0,82  1,5\nh ys \nm 0,2058   0,0863 m 2  k Fe  l  Byr 2  0,97  0,82  1,5\nVýška rotorového jha:\nZ BH křivek matriálu M290-50A nyní bude určena maximální intenzita magnetického pole jha statoru a rotoru pro zvolenou indukci: H y max s  1500 A / m\nH y maxr  1500 A / m\nPro další výpočty je potřeba si určit takzvané korekční koeficienty c. Tyto koeficienty respektují silnou nelinearitu rozložení pole ve statorovém, respektive rotorovém jhu. Koeficienty jsou závislé zejména na velikosti magnetické indukce ve jhu statoru, či rotoru. Jejich závislost zobrazuje Příloha 3. V našem případě: cs  0, 2\nc r  0, 2\nJelikož známe vnitřní průměr statoru, potřebné rozměry drážky a výšku jha statoru, můžeme nyní určit průměr jha statoru: D ys  Ds  2  (h1  h 2  h 3  h 5  h 6 )  h ys \n 0,633  2  (0,0008  0,004  0,004  0,0043  0,002)  0,0863   0,8269 m\nPólová rozteč jha statoru: ys \n  Dys 2p\n  0,8269  0,4329 m 23\nMagnetické napětí jha statoru: U mys  cs  H y max r   ys  0, 2  1500  0, 4392  129,8824 A\nPři návrhu výšky bude uvažováno jisté zjednodušení a sice, že magnetická indukce permanentních magnetů bude rovna maximální magnetické indukci ve vzduchové mezeře: BPM  Bmax\nVýška permanentních magnetů je dána vztahem:\nh PM \nU mys   c r  H y max r  (D r  h yr )  2 4p    c  H Hc r y max r H c   BPM  Br 2p\nU me  U mds \n129,8824   0,2  1500   0,624  0,0863  2 43  20,6275 mm 868000   0,2  1500 868000   0,902  1,18 23\n3466,6452  336,05 \nNyní, když je známa výška permanentních magnetů, je možné určit magnetické napětí permanentních magnetů. Dále průměr, pólovou rozteč a magnetické napětí jha rotoru. Magnetické napětí permanentních magnetů:\nU mPM \nHc 868000  BPM  h PM   0,902  0,02063  13,6861 kA Br 1,18\nPrůměr jha rotoru: D yr  D r  2  h PM  h yr  0,624  2  0,0206  0,0863  0, 4965 m\nPólová rozteč jha rotoru:\n  Dyr 2p\n  0,4965  0,2599 m 23\nMagnetické napětí jha rotoru: U myr  c r  H y max r   yr  0, 2  1500  0, 2599  77,9881 A\nJelikož známe průměr i výšku jha statoru i rotoru, můžeme určit vnější průměr statoru a vnitřní průměr rotoru. Tyto rozměry nejsou pro náš návrh až tak důležité, ale slouží zejména pro mechanické konstruktéry. Na vnější průměr statoru je potřeba navrhnout kostru stroje, do které bude statorový svazek zasazen. Na vnitřní průměr rotoru se navrhuje hřídel stroje, přičemž její část, na které je rotorový svazek zasunut, má nejvyšší průměr. Vnější průměr statoru: Dse  D ys  h ys  0,8269  0,0863  0,9131 m\nD ri  D yr  h yr  0, 4964  0,0863  0, 4102 m\nVnitřní průměr rotoru:\nCelkové magnetické napětí magnetického obvodu je určeno jako algebraický součet jeho dílčích složek: U mtot  U me  U mds  U mPM \nU mys 2\n2 129,8824 77,9884  3466,6452  336,05  13686,1    2 2  17592,7308 A\n4.6 Výpočet odporu statorového vinutí Nedílnou částí návrhu bude i určení ztrát stroje, jejichž dílčí složkou jsou i ztráty ve vinutí, nebo taktéž v mědi stroje. Je proto nutné určit odpor jedné fáze. Vodivost mědi respektive její rezistivita jsou vlastnosti závislé na teplotě a je potřeba je přepočítat na předpokládanou pracovní teplotu (oteplení) stroje. Stroje se proto podle své provozní teploty při ustáleném stavu řadí do takzvaných teplotních tříd, které těmto teplotám odpovídají. Pro výpočet odporu statorového vinutí nejprve potřebujeme určit průměrnou délku vodiče: lav  2  l  2  4  Wp  p  0,1  2  0,82  2  4  0,8333  0,3314  0,1  3,9496m\nDále určíme vodivost mědi při 100 °C. Je dána poměrem referenční vodivosti mědi při 20 °C a poměrným odporem mědi při oteplení 80 °C.\nCu20C 5,7  107   4,3685  107 S / m 1    Cu 1  80  0,00381\nN  lav 8  3,9496   1,6 m Cu  a  Scs 4,3685  107  6  75,0293  106\nCu  Odpor vinutí jedné fáze: R\n4.7 Výpočet rozptylových indukčností a reaktancí U elektrických strojů se část magnetického pole nevyužije při elektromagnetické přeměně energie. Tuto část nazýváme rozptylové pole. Rozptylové pole je možné dělit podle toho, zda magnetické siločáry procházejí vzduchovou mezerou, či nikoli. Jednotlivé složky, které vzduchovou mezerou neprocházejí:  rozptylové pole drážky;  rozptylové pole špičky zubu;  rozptylové pole čel vinutí.  Složka procházející vzduchovou mezerou se nazývá rozptylové pole vzduchové mezery. Jelikož magnetické siločáry neobepínají vodiče vinutí zcela těsně, vzniká zde rozptyl.  Při návrhu se spíše než rozptylové pole zjišťuje synchronní indukčnost a reaktance stroje. Tyto veličiny významně ovlivňují jednotlivé proudy v d a q ose a také účiník stroje. Je třeba tedy zjistit dílčí rozptylové indukčnosti na jednotlivých částech stroje, jejichž součet tvoří synchronní indukčnost stroje.\nJako první bude určena magnetizační indukčnost. Pro její určení je potřeba vypočítat efektivní velikost vzduchové mezery:\nU me  U mds  U mPM  U me\nU mys U myr  2 2   e\n3466,6452  336,05  13,6861  3466,6452\n129,8824 77,9881  2 2  4,8297  103 \n 0,0245 m Magnetizační indukčnost:\nL md \nm 2 1 4   0  l '   p  k w1  N 2  2p  ef\n3 2 1 4 0,3314 2    4  107  0,81      0,902  8   0,161 mH 2  2  3  0,0245 Zde bude potřeba přijmout jisté zjednodušení a sice že, rozptylové indukčnosti a reaktance budou uvažovány stejné jak v d-ose tak v q-ose.\nL mq  L md\nNyní budou určeny rozptylové indukčnosti a reaktance vzduchové mezery. Pro její určení je potřeba vypočítat koeficient rozptylové indukčnosti a reaktance σδs. Je dán součtem dvou koeficientů (kδ1 a kδ2), z nichž každý se určuje pro 300 harmonických. Z důvodu přehlednosti je zde uveden pouze konečný výsledek celkového výpočtu. Nejprve je třeba určit úhel natočení drážky:\np  2 3  2   0,3491 Q 54\nUrčení kδ1: 2\n     sin  1  2  k  m)  q  u      2    sin 1  2  k  m   Wp       u   2    q sin  1  2  k  m)     300  2     k 1      1  2  k  m   k w(  ) k 1          \n 0,3491     sin  1  2  k  3)  3     2      sin 1  2  k  3  0,8333     0,3491    2     3  sin  1  2  k  3)    2         0,0019 1  2  k  3  0,902          \nUrčení kδ2: 2\n     sin  1  2  k  m)  q  u      2    sin 1  2  k  m   Wp     u   2     q sin  1  2  k  m)     300  2     k 2      1  2  k  m   k w(  ) k 1           2\n 0,3491     sin  1  2  k  3)  3     2      sin 1  2  k  3  0,8333     0,3491    2     3  sin  1  2  k  3)    2         0,0022 1  2  k  3  0,902          \nKoeficient rozptylové indukčnosti a reaktance vzduchové mezery: s  k 1  k 12  0,0019  0,0022  0,0041\nRozptylová indukčnost ve vzduchové mezeře: L  s  L md  0,0041  0,161  103  0,7 H\nRozptylová reaktance ve vzduchové mezeře: X   L  2f  0, 7  106  2   80  0, 3347 m\nNyní bude určena rozptylová indukčnost a reaktance statorové drážky. Pro jejich určení je potřeba znát koeficienty ε, k1 a k2. Koeficienty k1 a k2 se rovnají jedné v případě jednovrstvého vinutí, avšak v našem návrhu je uvažováno vinutí dvojvrstvé, takže je třeba koeficienty přepočítat. Koeficient ε je dán vztahem:   1  Wp  1  0,8333  0,1667\nKoeficient k1: k1  1 \n9 9    1   0,1667  0,9062 16 16\nKoeficient k2: 3 3 k 2  1     1   0,1667  0,8750 4 4\nPoslední veličina, která zbývá určit pro výpočet rozptylové indukčnosti a reaktance, je koeficient magnetické vodivosti statorové drážky. Jeho definice a popis rovnicemi je poměrně obsáhlá problematika, a proto zde nebude podrobněji rozebírána. Koeficient magnetické vodivosti statorové drážky tedy bude:\n u  k1 \nh h  b  h ' h5  h ' h2 0,043  0,001  k2   3  1   ln  4     0,9062   3  b4 b b b  b b 4  b 3  0,0191 4 1 4 1 1 4    \n 0,004 0,009 0,004 0,001  0,0191    0,875      ln   0,5351    0,0191 0,009 0,0191  0,009  0,009   4  0,0191 Rozptylová indukčnost statorové drážky:\n4m 43 0  l ' N 2   u   4  107  0,81  82  0,535  7,7547 H Q 54\nRozptylová reaktance statorové drážky: X u  2  f  L u  2  80  7,7547  106  3,8936 m\nPři určování rozptylové indukčnosti a reaktance špičky zubu je potřeba opět určit koeficient magnetické vodivosti špičky zubu:  b1\n0,0045 0,009 d  k2   0,875   0,3125  0,0045 5 4 5 4 b1 0,009 5\nNyní je možné určit rozptylovou indukčnost stejným způsobem, jako bylo postupováno v rovnici (4.91): Ld \n4m 43 0  l' N 2   d   4  107  0,81  82  0,33125  4,5237 H Q 54\nRozptylová reaktance špičky zubu: X d  2  f  Ld  2  80  4,5237  10 6  2, 2739 m\nDále bude určena rozptylová indukčnost a reaktance čel vinutí. Nejprve je potřeba si určit rozpětí vodičů čela vinutí: Wew   p   u  0,3314  0,0368  0, 2946 m\nPrůměrná délka vodiče čela vinutí:\nlav 3,9496 l   0,81  1,1548 m 2 2\nPro určení koeficientu magnetické vodivosti čel vinutí je potřeba zjistit délku čela vodiče v axiálním směru. Tím je myšlena délka měřená od konce statorového svazku. Tento údaj je při konstrukci stroje velmi důležitý. Je totiž potřeba, aby čela vinutí byla dostatečně vzdálená od kostry stroje a nedošlo k průrazu. Tomu samozřejmě odpovídá i volba vhodné izolace, podle napětí, na kterém stroj pracuje. Axiální délka vodiče měřená od konce statorového plechu:\nl w  Wew 1,1548  0, 2946   0, 4301 m 2 2\nPro výpočet koeficientu magnetické vodivosti čel vinutí je potřeba zvolit vhodné dílčí koeficienty magnetických vodivostí. Ty jsou závislé na typu rotoru a zejména na tvaru křížení vodičů čel vinutí. Volíme tedy:  lew  0,518\n W  0,138\n2  lew lew  Wew  W 2  0,4301  0,518  0,2964  0,138   0,4211 lw 1,1548\nKoeficient magnetické vodivosti:\nNyní jsou známy všechny potřebné veličiny pro výpočet rozptylové indukčnosti čel vinutí:\n4m 43  q  N 2 0  l w   w   3  82  4  107  1,1548  0,4211  26,0699 H Q 54\nRozptylová reaktance čel vinutí:\nX w  2  f  L w  2  80  26,0699  106  13,1042 m\nCelková rozptylová indukčnost statoru se určí jako algebraický součet výše vypočtených rozptylových indukčností:\nLs  L  Lu  Ld  Lw  0,7  7,7547  4,5237  26,0699  39,0057 H\nRozptylová reaktance statoru: X s  2  f  Ls  2  80  39,0057  106  19,6065 m\nNakonec se tedy dostáváme k výpočtu synchronní indukčnosti. Ta je dána součtem rozptylové indukčnosti statoru a magnetizační rozptylové indukčnosti: Ld  L md  Ls  0,161  0,039  0, 2 mH\nRozptylová reaktance: X d  2  f  Ld  2  80  0, 2  103  100,5413 m\nObdobně jako v rovnici (4.80) bude i zde uvažována synchronní rozptylová indukčnost a reaktance v d-ose i v q-ose stejná. Platí tedy: Lq  Ld\nXq  Xd\n4.8 Ztráty Ztráty jsou nedílnou součástí každého elektrického stroje. Úkolem každého projektanta je stroj navrhnout tak, aby byly ztráty co nejmenší a stroj tím pádem dosahoval vysoké účinnosti. Obecně se ztráty v elektrických točivých strojích dělí na jednotlivé složky:     \nztráty v železe; ztráty ve vinutí (v mědi); ztráty mechanické; ztráty ventilační; ztráty dodatečné.\nJednotlivé složky ztrát je možné snížit různými způsoby. Ztráty v železe je možné snížit použitím plechů vyšší jakosti. Ztráty v mědi zvýšením průřezu vodiče, nebo zlepšením chlazení stroje. Ztráty mechanické použitím kvalitnějších ložisek s menšími třecími ztrátami. Je tedy zřejmé, že je možné docílit snížení ztrát volbou kvalitnějších materiálů, což se následně promítne na ceně stroje. Je tedy vždy potřeba zvážit i ekonomické faktory, jinými slovy, zda zvýšení účinnosti stroje použitím kvalitnějších materiálů neučiní stroj předražený, tudíž neprodejný. Jednotlivé složky ztrát lze vhodně ukázat na rozložení výkonů viz Obrázek 15.\nObrázek 15: Rozložení ztrát generátoru s permanentními magnety\nkde jednotlivé složky výkonů a ztrátových výkonů vyjadřují:        \nPmech: Mechanický příkon generátoru, dodávaný na hřídel; ΔPmag: Ztráty v magnetech; ΔPmech: Ztráty mechanické (v tomto obrázku zahrnují i ztráty ventilační); Pδ: Elektromagnetický výkon přes vzduchovou mezeru; ΔPCu: Ztráty ve statorovém vinutí; ΔPFe: Ztráty v železe statoru; ΔPd: Dodatečné ztráty; PEl: elektrický výkon generátoru.\n4.8.1 Ztráty v železe Ztráty v železe jsou tvořeny hysterezními ztrátami a ztrátami vířivými proudy. Jejich velikost je závislá na jakosti a tloušťce použitých plechů, frekvenci a magnetické indukci. Výrobci elektrotechnických plechů obvykle udávají ztráty na jednotku hmotnosti, při určité hodnotě magnetické indukce a frekvence. Ztráty zde nejsou rozděleny na jednotlivé složky, jedná se o součet ztrát hysterezních a vířivými proudy.  Pro určení ztrát v železe musí být nejprve určena hmotnost jednotlivých částí stroje. Začneme tedy objemem statoru:   Vs    Dse 2  Ds 2   l    0,9132  0,6332   0,82  0,2789 m3 4 4\nObjem statorového jha: 2  D 2  D   Vys     se    se  h ys    l     2   2\n2  0,913 2  0,913        0,0863    0,82  0,1837 m3      2   2\nHmotnost statorového jha: m ys  Vys  k Fe  Fe  0,1837  0,97  7600  1354,4844 kg\nAby bylo možné určit hmotnost zubů statoru, je třeba znát jejich objem. Ten se určí odečtením objemu statorových drážek, objemu jha statoru a objemu statoru. Musíme tedy určit objem drážek statoru: Vslots  Q  Sslot  l  54  1152,0013  106  0,82  0,051 m3\nNyní je možné určit objem statorových zubů: Vds  Vs  Vys  Vslots  0, 2789  0,1837  0,051  0,0442 m3\nCelková hmotnost statorových zubů: mds  Vds  k Fe  Fe  0,0442  0,97  7600  325,6661 kg\nPři výpočtu ztrát v železe ovšem nebudeme uvažovat celkovou hmotnost zubů, ta bude uvažována pouze při výpočtu celkové hmotnosti stroje. Bude přijato jisté zjednodušení, které spočívá v uvažování pouze rozměru h5, jelikož ostatní části zubu budou mít malou magnetickou indukci, takže je lze zanedbat. Hmotnost zubu pro výpočet ztrát v železe bude tedy:\nmd  k Fe  Fe  Q  bd  h 5  l \n0,97  7600  54  0,0183  0,043  1,3238  256,6516 kg Dále je potřeba stanovit korekční koeficienty pro určení ztrát v železe, jak pro statorové zuby, tak pro jho statoru: k Fed  2\nk Fey  1,5\nNyní jsou známy všechny potřebné veličiny pro určení ztrát jha statoru: 2\nB   f   k Fey  P15   ys   m ys     50   1,5 \n 1,5   80   1,5  2,6    1354, 4844      50   1,5 \n 10,6910 kW\nZtráty ve statorových zubech, u kterých uvažujeme hmotnost vypočtenou rovnicí (4.113): 2\nB   f   k Fed  P15   d   md     50   1,5  2\n 1,5   80   1,5  2,6     256,6516     50   1,5 \n 3,6774 kW\nCelkové ztráty v železe jsou dány součtem ve jhu a v zubech statoru:\nPFe  PFeys  PFeds  10,6910  3,6764  14,3674 kW\n4.8.2 Ztráty ventilační Jsou to ztráty způsobené třením lopatek ventilátoru o vzduch. Obecně velikost ventilačních ztrát závisí na typu použitého ventilátoru a na otáčkách stroje. Jelikož součástí našeho návrhu není výpočet chlazení stroje, není součástí ani návrh vhodného ventilátoru. Bude tedy uvažován obecný ventilátor, pro který budou voleny potřebné koeficienty. K určení ventilační ztrát je potřeba znát rychlost rotoru: v r    n  D r    26,6667  0,624  52, 2762 m / s\nJelikož je rovnice pro výpočet ventilačních ztrát zjištěna experimentálně, je potřeba vhodně zvolit koeficient ventilačních ztrát. Ten se při obecném návrhu stroje volí podle jeho velikosti: k   8 Ws2 / m 4\nP  k  Dr  (l  0,6  p )  v r 2 \n 8  0,62  (0,82  0,6  0,331)  52,27622  13,8995 kW\n4.8.3 Ztráty mechanické Ztráty mechanické jsou způsobeny zejména třením v ložiscích, dále také třením rotačních částí o vzduch. Ztráty v ložiscích závisí na typu ložiska a druhu (vlastnostech) jeho mazání. Ztráty rotačních částí o vzduch jsou dány zejména členitostí povrchu rotoru. Uchycení permanentních magnetů bylo rozebráno v podkapitole 3.2, viz Obrázek 5. Jsou tedy patrné mezery mezi jednotlivými magnety, které by zvyšovaly tření o vzduch při pohybu rotoru. Jako opatření, pro snížení mechanických ztrát, byl celý povrch rotoru pokryt bandáží, čímž bude docíleno hladšího tvaru rotoru a tím pádem i nižších ztrát. Otevřený rozměr statorové drážky (b1) způsobuje harmonické ztráty na povrchu permanentních magnetů. Nejprve je třeba si určit frekvenci na povrchu permanentních magnetů: f PM  n  Q  26,667  54  1440 Hz\nDále je potřeba určit fiktivní velikost vzduchové mezery:\nPMEC   \nh PM 0,0206  0,0045   0,014 m 2  rec 2  1,0818\nKoeficient u je dán vztahem: 2\n b1  b1 0,009  0,009  u  1   1      1,3708 2   PMECH  2  0,014   2   PMECH  2  0,014 2\nZměnu magnetické indukce β určujeme jako podíl B0, což je rozdíl mezi maximální a minimální hodnotou magnetické indukce v mezeře a maximální magnetické indukce ve vzduchové mezeře. V našem případě je vyjádřen pomocí koeficientu u:\n1  u 2  2u 1  1,37082  2  1,3708   0,0239 2  (1  u 2 ) 2  (1  1,37082 )\nRozdíl mezi maximální a minimální hodnotou magnetické indukce v mezeře B0 tedy bude: B0    Bmax  0,0239  0,902  0,0215\nPro výpočet mechanických ztrát je třeba určit ještě další koeficienty, které jsou dány vztahy:\nk   f PM  2   rec  0 \n PM  2\n 1400  2  1,0818  4  107 \n670000  64,1911 2 (4.131)\nf PM  2 1400  2   173,0769   Dr  n   0,624  26,667\n 1     2\n    4        k   k \n 173,0769   173,0769  4    64,1911   64,1911 \nNyní už známe všechny potřebné veličiny pro výpočet mechanických ztrát stroje:\n   B0  a     R    1  u      2   2  l   0  rec \n k         Dr   PM  l    PM \n0,021   2,7212   1  0,0368        7  2   2  0,82   4  10  1,0818 \n2  k 2\n 64,1911       0,624  0,85   670000 \n2  64,19112 0,82   12,5258 kW 173,07692\n4.8.4 Ztráty dodatečné Zde bude uvažováno jisté zjednodušení, a sice že dodatečné ztráty se rovnají přibližně 0,5 % výstupnímu výkonu stroje: Pex  0,005  P  0,005  2,3  106  11,5 kW\n4.8.5 Ztráty ve vinutí Pro určení ztrát ve vinutí je nutné znát hodnotu statorového proudu, která byla sice určena v rovnici (4.30), ale je to hodnota pouze předběžná a určovat z ní ztráty ve vinutí by nebylo přesné. Statorový proud vypočítáme pomocí proudů Id a Iq v ose d, respektive v ose q. K určení těchto proudů ovšem potřebujeme znát zátěžný úhel δloadin, k jehož výpočtu je nutné znát mechanický výkon na hřídeli generátoru, který ovšem nyní není možné určit, jelikož neznáme ztráty celkové. Tento problém byl vyřešen iterací, kde v prvním iteračním kroku byly určeny ztráty ve vinutí pomocí statorového proudu z rovnice (4.30), následně bude možné určit ztráty ve vinutí, celkové ztráty, mechanický výkon na hřídeli a zátěžný úhel generátoru. Poté provedeme tolik iteračních kroků, aby se výsledný statorový proud lišil o méně než jedno procento proudu z předchozího iteračního kroku. Pro přehlednost bude v našem návrhu uveden pouze poslední iterační krok, ze kterého byla získána správná hodnota statorového proudu, ztrát ve vinutí, ztrát celkových a zátěžného úhlu. Nejprve budou předběžně určeny ztráty ve vinutí stroje. Tyto ztráty, nazývané taktéž Jouleovy, jsou způsobeny průchodem proudu vodiči statorového vinutí, z čehož plyne vztah: PCu  3  R  Is 2  3  1,6  103  2190,85272  23,1354 kW\nCelkové ztráty lze určit algebraickým součtem všech dílčích ztrát stroje:\nPloss  PFe  PCu  P  PPMEC  Pex \n 14,3674  23,1354  13,8995  12,5258  11,5  75, 428 kW Potřebný mechanický výkon na hřídeli stroje: PMECH  P  Ploss  2300  75, 428  2375, 428 kW\nMechanický výkon na hřídeli stroje je dán vztahem:\n U E  X  Xq PMECH  3   sph PM  sin  loadin   Usph 2  d  sin  2  loadin    X  2  Xd  Xq d  \nZ rovnice (4.136) je možné určit zátěžný úhel: loadin  0,55 rad\nPro přehlednost bude vhodnější vyjádřit zátěžný úhel stroje ve stupních:\ndelta N  loadin \n180 180  0,55   31,5127   \nStatorový proud v d-ose:\nU   X q  cos  loadin   R  sin  loadin    E PM  X q 3 Id   Xd  Xq  R 2\n690  100,5413  103  cos  0,55  1,3  10 3  sin  0,0,55  3  2 100,54132  1,6  103  \n398,3117  100,54133\n100,5413 10   1,6 10  3 2\n 617, 2752 A\nStatorový proud v q-ose:\nU   R  cos  loadin   X d  sin  loadin    E PM  R 3 Iq   Xd  Xq  R 2\n690  1,6  103  cos  0,55  100,5413  103  sin  0,55   3 2 2 100,54133   1,6 103  \n398,3117  1,6  103\n100,5413   1,6 10  3 2\n 2061,1624 A\nVýsledný statorový proud:\nIs  I d 2  I q 2 \n 617,2752 \n 2061,16242  2151,6085 A\n4.9 Účinnost a účiník Účinnost stroje je zejména z obchodního hlediska jeho hlavní kvalitativní parametr. Obecně se účinnosti liší podle typu stroje a podle jeho velikosti, přičemž větší stroje dosahují vyšších účinností. Účinnost se obecně udává v procentech ze vstupního výkonu stroje. Nelze ji ovšem uvažovat konstantní, jelikož je závislá na zatížení. V praxi je potřeba provést měření zatěžovací charakteristiky a zjistit, při jakém zatížení bude účinnost stroje nejvyšší. Jelikož se jedná o generátor s permanentními magnety, relativně vysokého výkonu, dá se předpokládat účinnost vysoká (nad 95 %). Účinnost generátoru se stanoví jako podíl elektrického výkonu ku výkonu mechanickému na hřídeli stroje:\n2,3  106  100  96,9 % 2,374  106\nÚčiník generátoru: cos  \nP  3  U  Is\n2,3  106  0,89 3  690  2151,6085\n4.10 Hmotnost aktivních částí stroje Hmotnost se určuje zejména pro zjištění materiálové spotřeby jednotlivých celků stroje. Dále, zejména u větších strojů, které dosahují vyšších hmotností, je vhodné znát hmotnost kvůli transportu na provozní místo. V našem návrhu ovšem nebude možné určit celkovou hmotnost stroje, jelikož neznáme hmotnost kostry, hřídele, ložiskových štítů a svorkovnice. Bude určena hmotnost pouze aktivních částí stroje, které byly určeny v našem návrhu. Hmotnost jha statoru jsme vypočítali v rovnici (4.112) a hmotnost zubů statoru v rovnici (4.115), nyní budeme pokračovat výpočtem hmotností zbylých aktivních částí stroje. Začneme vnějším průměrem železa rotoru:\nD ryi  D r  2  h PM  0,6048  2  23,5664  103  0,5579 m\nHmotnost permanentních magnetů:\nm PM \nD ryi  D r\n     PM  l  h PM  PM  \n2 0,5827  0,624      0,85  0,82  20,6270  103  7500   204,3979 kg 2\nHmotnost mědi statorového vinutí: mCu  CU  (l  2  l w )  Q  z Q  Scs \n 8960  (0,82  2  1,1578)  54  6  75,0297  106  677,0999 kg\nHmotnost jha rotoru:\nm yr  k Fe  \nDryi 2  Dri 2\n l  Fe \n4 0,5827  0, 4102  0,97     0,82  7600  1050, 2743 kg 4\nCelková hmotnost aktivních částí stroje: (4.150)\nm tot  m yr  m ys  mds  mCu  m PM   1050, 2743  1354, 4844  325,6661  677,0999  204,3979  3611,9226 kg\n4.11 Výstupní hodnoty stroje Hlavní data: Mechanický výkon:\nPMECH = 2374,6066 kW\nη = 96,9 %\nIs = 2151,6085A\nId = -617,2752 A\nIq = 2061,1624 A\nδN = 31,5127 °\nPočet závitů na fázi:\nVýška permanentních magnetů:\nhPM = 20,6275 mm\nPočet statorových drážek:\nPočet drážek na pól a fázi:\nτp = 0,3314 m\nτu = 0,0368 m\nMaximální magnetická indukce vzduchové mezery:\nBmax = 0,902 T\nl = 0,810 m\nVnější průměr statoru:\nDse = 0,9131 m\nVnitřní průměr statoru:\nDs = 0,633 m\nVnější průměr rotoru:\nDr = 0,624 m\nDri = 0,410 m\nZtráty ve vinutí:\nPCu = 22,3140 kW\nPFe = 14,3674 kW\nPPMECH = 12,5258 kW\nPρ = 13,8995 kW\nPex = 11,5 kW\nÚSTAV VÝKONOVÉ ELEKTROTECHNIKY A ELEKTRONIKY Fakulta elektrotechniky a komunikačních technologií Vysoké učení technické v Brně Magnetické napětí: Magnetické napětí PM:\nUmPM = 13,6861 kA\nMagnetické napětí jha statoru:\nUmys = 129,8824 A\nMagnetické napětí jha rotoru:\nUmyr = 77,9881 A\nMagnetické napětí statorového zubu:\nUmds = 336,05 A\nMagnetické napětí ve vzduchové mezeře: Celkové magnetické napětí:\nUmδe = 3466,6452 A Umtot = 17,5927 kA\nIndukčnosti: Synchronní indukčnost (d i q osa):\nLd,q = 0,2 mH\nRozptylová indukčnost čel vinutí:\nLw = 26,0699 µH\nRozptylová indukčnost špičky zubu:\nLσd = 4,5238 µH\nRozptylová indukčnost drážky:\nLu = 7,7461 µH\nRozptylová indukčnost vzduchové mezery:\nLδ = 0,7 µH\nMagnetizační indukčnost (d i q osa):\nLmd,mq = 0,1610 mH\nReaktance: Synchronní reaktance (d i q osa):\nXd,q = 100,5413 mΩ\nXw = 13,1042 mΩ\nRozptylová reaktance špičky zubu:\nXσd = 2,2739 mΩ\nRozptylová reaktance drážky:\nXu = 3,8936 mΩ\nRozptylová reaktance vzduchové mezery:\nXδ = 0,3347 mΩ\n5 POROVNÁNÍ VÝSLEDKŮ Cílem této kapitoly je porovnání výsledků našeho návrhu s prototypem generátoru. Nejprve bylo plánováno porovnání s hodnotami získanými přímo z měření na prototypu generátoru, ale jelikož byla jako první provedena oteplovací zkouška, která se ukázala jako nevyhovující, nebyla další měření provedena a hodnoty pro porovnání tedy nejsou k dispozici. Jako náhrada byl vytvořen model v RMxprt, přesně podle výrobní dokumentace, který bude sloužit pro porovnání našeho návrhu.\n5.1 Výpočetní software Jako výpočetní software byl zvolen Ansys Maxwell (dále jen Maxwell). Je to přední simulační nástroj, určený pro výpočty a simulace v oblasti elektromagnetických polí. Pomocí Maxwellu je možné navrhovat a optimalizovat elektromagnetické či elektromechanické zařízení jak analyticky, tak i metodou konečných prvků jak ve 2D, tak i ve 3D prostředí. V rámci této bakalářské práce byly využity všechny tři dostupné moduly. Konkrétně RMxprt pro porovnání analytického návrhu, Maxwell 2D pro simulaci stroje naprázdno a při zatížení a Maxwell 3D pro minimalizaci reluktančního momentu.\n5.1.1 RMxprt Nástroj sloužící pro návrh a optimalizaci elektrických točivých strojů. Pracuje na analytickém principu, přičemž pro výpočty využívá klasické teorie elektrických strojů a ekvivalentních magnetických obvodů.  Nastavení výpočtu spočívá ve vyplnění příslušných polí jednotlivými parametry stroje. Nastavení je rozděleno na parametry statoru a rotoru. Statorové parametry, které je zde potřeba definovat jsou geometrické rozměry, materiál železa, činitel plnění železa, počet drážek. Dále je potřeba zvolit konkrétní typ drážky a definovat její rozměry. Následně definovat parametry statorového vinutí, tedy počet vrstev vinutí, počet paralelních větví, počet vodičů v drážce cívkový krok a průměr drátu. Rotorové parametry zahrnují obdobně jako u parametrů statoru jeho geometrické rozměry, typ železa a činitel plnění. Dále je potřeba definovat parametry pólů stroje. V našem případě tedy rozměry a rozmístění magnetů, pólové krytí stroje a samozřejmě materiál magnetů. Na závěr se nastavují parametry samotné simulace, to znamená její čas, požadovaný výstupní výkon stroje, napětí, otáčky a provozní teplota. Výsledkem výpočtu je takzvaný „Design Sheet“, tedy výčet hodnot stroje. Strukturou je podobný podkapitole 4.11, ale je obsáhlejší. Následně je možné takto nastavený model exportovat do rozhraní Maxwell 2D, či 3D, přičemž nastavené rozměry stroje, materiály a ostatní definované parametry zůstanou zachovány.\nObrázek 16: Náhled na pracovní prostředí RMxprt \n5.1.2 Maxwell 2D a 3D Nástroj pro návrh a simulaci 2D respektive 3D elektromechanických a elektromagnetických soustav. Maxwell využívá principu metody konečných prvků pro řešení problémů statických, frekvenčně závislých a časově proměnných elektromagnetických a elektrických polí. Základní výhodou je značně automatizovaný proces řešení, přičemž uživatel definuje geometrii zařízení, materiálové vlastnosti a požadované výstupy simulace. Maxwell následně automaticky vygeneruje příslušnou síť pro řešení daného problému.  V Maxwellu je rozlišeno několik základních typů řešení magnetických polí:  Magnetostatické: Určeno pro výpočty statických magnetických polí vyvolaných stejnosměrnými proudy, nebo permanentními magnety. Je zde možné počítat magnetické pole ve strukturách obsahujících jak lineární, tak nelineární materiály. Následně z energie obsažené v magnetickém poli je možné spočítat moment, sílu a spřažený magnetický tok.   Vířivé proudy: Určeno pro výpočty oscilujících magnetických polí vyvolaných střídavými proudy. Dále je možné počítat proudové hustoty při uvažování jevů\nzpůsobených vířivými proudy (včetně skin efektu). Umožňuje výpočet síly, momentu a ztrát v železe.   Transientní: Určeno pro výpočty časově závislých magnetických polí, vyvolaných buď permanentními magnety nebo vinutím napájeným zdrojem napětí, nebo proudu, v závislosti na čase, pozici a úhlové rychlosti.  Výsledkem simulace je vypočtený model, ve kterém je možné zobrazit rozložení veličin a siločar v jednotlivých částech stroje. Dále pomocí funkce „Results“ je možné zobrazit jednotlivé průběhy veličin v závislosti jak na čase, tak například na frekvenci či ostatních parametrech. Pomocí matematických funkcí, vložených jako parametr, lze z těchto průběhů určit například efektivní či střední hodnoty s vysokou přesností.\nObrázek 17: Náhled na pracovní prostředí Maxwell.\n5.2 Porovnání s prototypem generátoru Cílem této podkapitoly je zobrazit rozdíly mezi hodnotami dosaženými analytickým návrhem a následnou simulací v RMXprt s hodnotami prototypu generátoru. Jak lze pozorovat v podkapitole 4.11, tak výsledky analytického návrhu jsou poměrně obsáhlé. Porovnání bude proto rozděleno do několika dílčích podkapitol pro větší přehlednost.\n5.2.1 Porovnání základních parametrů Jedná se o takové parametry, které musí být dodrženy, aby daný stroj splňoval požadavky jak na výkon, tak na chlazení, nebo účinnost. Tabulka 1: Porovnání základních parametrů Základní parametry Veličina\nMechanický výkon [kW]\nLineární proudová hustota [A/mm]\nProudová hustota [A/mm2]\nTepelné zatížení vinutí [A2/mm3]\nZtráty v železe [kW]\nZtráty ve vinutí [kW]\nJak je patrno ve výše uvedené tabulce, základní parametry navrhnuté analyticky a následně nasimulované v RMxprt přibližně odpovídají hodnotám prototypu generátoru. Odchylka ztrát v železe může být způsobena několika faktory. Přestože byly uvažovány plechy stejné jakosti, mohou se jednotlivé měrné ztráty na kilogram u různých výrobců mírně lišit. Dále je potřeba si uvědomit, že výpočet ztrát je rozložen na ztráty v zubech a ve statorovém jhu. Jak lze pozorovat v tabulce 2, tak námi navrhnutý vnější průměr statoru je vyšší než u prototypu. Bude tedy vyšší i statorové jho, magnetická indukce v něm bude tím pádem nižší, což bude mít za následek nižší ztráty, ovšem za cenu vyšší materiálové spotřeby.\nOdchylka se objevuje také u ztrát ve vinutí. Jak lze pozorovat v tabulce 3, odpor fáze v analytickém návrhu dosahuje vyšší hodnoty, než je hodnota udávaná firemní dokumentací. Je to způsobeno zejména vyšší délkou závitu, která byla určena v rovnici (4.75). Další nepřesnost způsobuje průřez mědi v drážce. V analytickém návrhu je určen celkový průřez jednoho vodiče, avšak v RMxprt musíme vybrat průměr dílčího vodiče z řady, což znamená, že jeho průřez není zcela shodný s průřezem v analytickém návrhu a vzniká zde nepřesnost. Obecně nelze říci, jestli jsou výsledné hodnoty přesnější z analytického návrhu nebo ze simulace. Obě metody vykazují mírné odchylky, které se dle mého názoru nacházejí v přijatelných mezích.\n5.2.2 Porovnání hlavních rozměrů Jelikož se do RMxprt geometrie stroje zadává, hodnoty udávané pro RMxprt jsou shodné s hodnotami z analytického návrhu. Tabulka 2: Porovnání hlavních rozměrů Hlavní rozměry Rozměr [mm]\nŠířka vzduchové mezery\nPlocha drážky [mm2]\nJak lze pozorovat ve výše uvedené tabulce nejvyšší rozdíl činí vnější průměry statoru. Při návrhu výšky statorového jha se volí hodnota magnetické indukce. Jak lze pozorovat v tabulce 3, námi zvolená hodnota 1,5 T, se liší od hodnoty prototypu generátoru, kde magnetická indukce ve jhu činí 2,1 T. Tento rozdíl má za následek rozdílnou výšku statorového jha, tím pádem i vyšší vnější průměr statoru. Kladně se ovšem projeví na ztrátách v železe. Přestože námi navrhnuté magnety jsou nižší, jejich výška je dostatečná a stroj dosahuje požadovaných hodnot. Do RMxprtu se kromě výšky magnetů zadává navíc takzvaný „Offset“, což je zaoblení magnetů. Zjednodušeně řečeno, budeme-li zaoblení magnetů zvyšovat, bude jejich celkový budící magnetický tok nižší, což se projeví na vlastnostech stroje. Jelikož tento parametr není\njednoznačně předepsán a je pouze potřeba dodržet zaoblení v mezích realizovatelnosti, lze tímto způsobem optimalizovat návrh a docílit tak lepší shody s požadovanými vlastnostmi. Při porovnání rozměrů je vhodné porovnat i rozměry statorových drážek. Přestože byla většina rozměrů volena a následně ve výpočetním Excelu upravována, výsledná plocha drážky se od prototypu stroje příliš neliší. Její plocha je ovšem menší, což při dodržení činitele plnění mědi znamená použití menšího průřezu vodiče. To je jeden z důvodů, který způsobuje vyšší ztráty ve vinutí.\n5.2.3 Porovnání magnetických indukcí v jednotlivých částech stroje Tabulka 3: Porovnání magnetických indukcí Magnetická indukce v jednotlivých částech stroje Indukce v části stroje [T]\nSimulace v RMxprt\nKorekční koeficient statorového jha\nKorekční koeficient rotorového jha\nJak už bylo zmíněno výše, rozdílný vnější průměr statoru a tedy i statorového jha způsobuje relativně vysokou odchylku magnetické indukce, jelikož je ale hodnota nižší než uvažovaná, neměla by tato odchylka způsobovat výrazné problémy. Přestože jsou uvažovány rozdílné rozměry drážky, to znamená i rozdílné šířky statorového zubu, odchylka magnetické indukce zde nedosahuje vysoké hodnoty. Hodnota magnetické indukce zůstává pod hodnotou 2 T, což je doporučená hodnota udávaná literaturou. Odchylky korekčních koeficientů dosahují poměrně nízkých hodnot. V analytickém návrhu byly tyto korekční koeficienty voleny, jak bylo rozebráno v rovnici (4.61), respektive v rovnici (4.62). RMxprt tyto koeficienty dopočítává v závislosti na velikosti magnetické indukce ve jhu, která se od námi zvolených hodnot liší, což způsobuje výsledné odchylky. Přestože hodnoty magnetických indukcí v jednotlivých částech stroje byly v analytickém návrhu voleny, tak se relativně shodují s hodnotami nasimulovanými. Porovnání tedy poskytuje jakousi informaci, jaké chyby se dopouštíme při volbě magnetických indukcí v částech stroje.\n5.2.4 Porovnání parametrů v ustáleném stavu Tabulka 4: Porovnání parametrů v ustáleném stavu Parametry v ustáleném stavu Veličina Synchronní indukčnost v d ose [mH] Synchronní indukčnost v q ose [mH] Odpor fáze [mΩ]\nZ výše uvedené tabulky je patrná odchylka odporu fáze. Jak už bylo uvedeno výše, délka závitu určená v analytickém návrhu v rovnici (4.75) se liší od hodnoty udávané firemní dokumentací. Tato nepřesnost má za následek vyšší odpor jedné fáze. V analytickém návrhu se synchronní indukčnost určí jako součet magnetizační indukčnosti a rozptylových indukčností statorového vinutí. Jelikož RMxprt zobrazuje až výslednou hodnotu synchronní indukčnosti, nelze z určitostí říci, jestli odchylku způsobují více dílčí rozptylové indukčnosti, nebo magnetizační indukčnost.\n6 VYHODNOCENÍ VÝSLEDKŮ Cílem této kapitoly je vyhodnocení výsledků různými způsoby. Jelikož se jedná o stroj s permanentními magnety, bude nejprve rozebrán reluktanční moment (cogging) a způsoby jeho minimalizace. Druhá část bude zaměřená na porovnání průběhů napětí a charakteristik stroje ve stavu naprázdno. Dále budou nasimulovány průběhy napětí při zatížení jmenovitým proudem. V poslední části bude zobrazeno rozložení magnetické indukce pro stav naprázdno a pro stav při zatížení.\n6.1 Reluktanční moment Reluktanční moment je parazitní oscilační moment, který vzniká působením rotoru, snažícího se posunout takovým způsobem, aby snížil magnetický odpor vzduchové mezery a dostal se do tzv. magneticky klidného stavu. Je tedy zřejmé, že nejnižší hodnota reluktančního momentu nastává při poloze magnetu přímo pod statorovým zubem.  Jakmile je rotor v pohybu, permanentní magnety pravidelně překrývají a odkrývají statorové zuby, což má za následek změnu velikosti a směru reluktančního momentu.  Aby bylo možné získat průběh reluktančního momentu z programu Maxwell, je potřeba provést vhodný způsob simulace. Vyjdeme-li z faktu, že navrhovaný stroj má 54 statorových drážek, a bude zvolena rychlost otáčení 1°/s, dá se předpokládat perioda reluktančního momentu 6,666 s. Bylo tedy nastaveno, aby se rotor pootočil o 1°/s, celková doba simulace 7 s, časový krok 0,02 s, počáteční poloha rotoru 0. Výsledný průběh reluktančního momentu:\nObrázek 18: Průběh reluktančního momentu\n6.1.1 Minimalizace reluktančního momentu V praxi existuje několik možností, jak reluktanční moment snížit. Jednou z nich je úprava tvaru statorových zubů, nebo tvaru permanentních magnetů. Tyto metody jsou technologicky náročné a kladly by zvýšené časové nároky na výrobu stroje. Mnohem jednodušší a také rozšířenější je natočení statorové drážky. Realizuje se při lisování statorových plechů do svazku, přičemž každý jednotlivý plech je oproti předchozímu mírně pootočený, což ve výsledku vytvoří drážky vůči sobě navzájem pootočené.  V modulu RMxprt je možnost přímo zadávat natočení statorové drážky pod názvem „Skew Width“. Ovšem tato analýza pomocí analytického výpočtu není příliš přesná, a proto zde nebude uvažována. Jelikož Maxwell 2D neuvažuje natočení statorové drážky, bylo potřeba vytvořit model pro Maxwell 3D. Opět je možnost využít modulu RMxprt, kde zadáme požadované natočení drážky, následně v záložce „Analysis“ využijeme možnosti „Create Maxwell 3D design“. Výsledkem je 3D model s natočenou drážkou, dle nastavení v RMxprt. Náhled na tento model je možný, viz Příloha 5. Nastavení simulace bylo obdobné jako v podkapitole 6.1. Jak je patrné viz Obrázek 18, hodnota reluktančního momentu je nulová při natočení o 6,666 °, čemuž odpovídá natočení právě o jednu statorovou drážku. Ovšem výsledné simulace ukázaly, že natočení přesně o jednu drážku je nevyhovující. Byly proto provedeny simulace pro další natočení drážek a jako nejlepší se nakonec ukázalo natočení o 1,01 statorové srážky. Výsledný průběh minimalizovaného reluktančního momentu:\nObrázek 19: Redukovaný reluktanční moment Jak je patrné z výsledného průběhu, minimalizovaný reluktanční moment osciluje v mnohem menších mezích, než na původním průběhu.\n6.2 Napětí naprázdno Jedná se o napětí na svorkách generátoru při chodu naprázdno. V praxi to znamená, že generátor je zcela odlehčen od zátěže a statorovým vinutím protéká nulový proud. Chceme-li tyto průběhy získat ze simulace v Maxwell, musí být nastaveny příslušné excitační podmínky. Kliknutím na „Excitations“ se otevřou parametry jednotlivých fází. V rámci každé fáze je možno mimo jiné nastavit zatížení vinutí. Jak už bylo zmíněno výše, při stavu stroje naprázdno prochází vinutím nulový proud, budou tedy nastaveny proudy všech fází nulové. Výsledné průběhy indukovaných napětí pro jmenovité otáčky:\nObrázek 20: Indukované napětí naprázdno Tabulka 5: Fázová napětí naprázdno při jmenovitých otáčkách Fáze [-]\nEfektivní hodnota napětí [V]\nZ výše uvedené tabulky vyplývá, že indukovaná fázová napětí naprázdno dosahují asi 1,26 násobku jmenovitého fázového napětí při zatížení. Jelikož je stroj permanentně buzen plným magnetickým polem permanentních magnetů, nachází se tato hodnota v přijatelných mezích.\nV praxi bývá proměřena celá závislost indukovaných napětí na otáčkách, takzvaná charakteristika stroje naprázdno. Aby bylo možné určit tuto charakteristiku v Maxwell a porovnat ji s firemní dokumentací, bylo potřeba provést dílčí simulace pro jednotlivé hodnoty otáček. Výsledné porovnání charakteristik naprázdno:\nCharakteristika naprázdno navrhovaného stroje\nUs [V] 900 850 800 750 700 650 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 50\n950 1050 1150 1250 1350 1450 1550 1650 n [min-1]\nObrázek 21: Charakteristika navrhovaného stroje naprázdno\nCharakteristika prototypu generátoru naprázdno\n750 700 650 600 550 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 0 50\nObrázek 22: Charakteristika prototypu generátoru naprázdno \n6.3 Napětí při zatížení Chceme-li posuzovat napětí při zatížení, je potřeba ke generátoru připojit nějaký druh zátěže. Pro naše účely postačí zjednodušení, že generátor pracuje do samostatné zátěže, to znamená, že není v paralelním chodu s jinými generátory. Aby bylo možné zobrazit jednotlivé průběhy napětí při zatížení, je potřeba vytvořit v podprogramu Maxwell Circuit Editor zatěžovací obvod. Tento obvod bude poté připojen na statorové vinutí stroje a bude simulovat chod generátoru při zátěži. V Maxwell Circuit Editor byl tedy pomocí vložení jednotlivých obvodových prvků vytvořen jednoduchý zatěžovací obvod, který byl dimenzován tak, aby při jeho připojení na svorky generátoru protékal vinutím přibližně jmenovitý proud a bylo možné určit indukované napětí při jmenovitém zatížení stroje.\nObrázek 23: Zatěžovací obvod Jak už bylo zmíněno u simulace 6.2, tak i zde je potřeba nastavit příslušné excitační podmínky. Opět tedy pomocí „Excitations“ otevřeme parametry jednotlivých fází a zvolíme typ zatížení „External“. Pomocí voltmetrů byly zobrazeny průběhy jednotlivých fázových napětí, viz Obrázek 24. Pomocí ampérmetrů byly ověřeny jednotlivé hodnoty fázových proudů.\nObrázek 24: Fázová napětí při zatížení Přičemž efektivní hodnoty fázových napětí při zatížení jmenovitým proudem: Tabulka 6: Fázová napětí při zatížení jmenovitým proudem Fáze [-] A 421,1 Efektivní hodnota napětí [V]\nObdobně jako u napětí naprázdno, tak pro napětí při zatížení bývá proměřena takzvaná zatěžovací charakteristika stroje. Jelikož ale nebylo možné tuto charakteristiku prototypu generátoru získat, nebude pro námi navrhovaný stroj simulována a výsledné porovnání nebude obsahem práce.\n6.4 Rozložení magnetické indukce Zobrazení rozložení magnetické indukce v aktivních částech se využívá pro kontrolu navrženého stroje. Zejména u konstrukčně složitějších plechů, obsahujících ventilační, či jiné kanály, je vhodné tuto metodu použít, aby bylo ověřeno, zda nedochází k lokálnímu přesycení plechů, což by mělo za následek zvýšené ztráty a lokální přehřívání plechů. Zobrazení rozložení magnetické indukce v řezu stroje, při stavu naprázdno a jmenovitých otáčkách:\nObrázek 25: Rozložení magnetické indukce při stavu naprázdno Jelikož je statorový zub nejužší místo, kterým se uzavírají magnetické siločáry, magnetická indukce zde dosahuje nejvyšších hodnot, což odpovídá údaji uvedenému v tabulce 3. Jelikož podle barevné legendy nelze s přesností porovnávat indukci ve statorovém, respektive rotorovém jhu, model slouží jako jakási kontrola, že se nacházíme s hodnotami magnetické indukce v přijatelných mezích.\nZobrazení rozložení magnetické indukce v řezu stroje, při zatížení a jmenovitých otáčkách:\nObrázek 26: Rozložení magnetické indukce při jmenovitém zatížení\n7 ZÁVĚR Cílem této bakalářské práce byl elektromagnetický návrh synchronního stroje s permanentními magnety. Následně porovnání návrhu s prototypem generátoru a vyhodnocení parametrů navrženého stroje. Nejprve jsem provedl literární průzkum dané problematiky, ve kterém jsem popsal princip funkce a konstrukce synchronních generátorů s permanentními magnety, materiály permanentních magnetů používaných v oblasti elektrických strojů a způsob jejich uchycení dle užitného vzoru. Samotný elektromagnetický návrh jsem popsal v kapitole 4. Návrh jsem řešil nejprve klasickou cestou, následně jsem vypracoval výpočetní program v softwaru Microsoft Excel, který umožňuje velmi rychle analytický návrh stroje optimalizovat a přiblížit se tak správným výsledkům. Tento výpočtový program jsem přiložil na CD-přílohu při odevzdání bakalářské práce. V elektromagnetickém návrhu jsem uvažoval materiálové vlastnosti jak plechů, tak permanentních magnetů dle firemních podkladů. Všechny volené veličiny a jejich rozmezí jsem uvažoval dle literatury. V další části jsem zobrazil porovnání hodnot analytického návrhu a simulace v RMxprt, s hodnotami prototypu generátoru. Zde mohu konstatovat, že až na výjimky bylo dosaženo přijatelné shody, jak analytickým návrhem, tak simulací. Obsahem kapitoly je také zdůvodnění odchylek a stručný popis výpočetního softwaru. V poslední části jsem rozebral vyhodnocení výsledků se zaměřením na reluktanční moment a způsob jeho minimalizace, napětí naprázdno a napětí při zatížení. Seznámil jsem se s výpočetním softwarem Maxwell a pomocí Maxwell 2D jsem nasimuloval stavy stroje jak naprázdno, tak při jmenovitém zatížení. Následně jsem určil jednotlivé průběhy napětí, dále také charakteristiku stroje naprázdno. S využitím Maxwell Circuit Editor jsem vytvořil zatěžovací obvod, který posloužil při vyhodnocení a zobrazení napětí při jmenovitém zatížení stroje. Pomocí simulací v Maxwell 3D jsem určil efektivní natočení drážky a zobrazil průběh výsledného minimalizovaného reluktančního momentu. Na závěr jsem zobrazil rozložení magnetických indukcí v řezu stroje jak při stavu naprázdno, tak při jmenovitém zatížení. Jelikož odchylky při porovnání našeho návrhu s prototypem generátoru nedosahovaly vysokých hodnot, mohu konstatovat, že přehřívání stroje není důsledkem špatného návrhu prototypu. Ke zjištění příčiny přehřívání vinutí a permanentních magnetů by bylo zapotřebí uvažovat reálný model stroje, komplexnější simulace v Maxwell 3D a následná analýza v Ansys, možností uvažování teplotních polí a proudění chladícího média, na což by se dalo smysluplně navázat v další práci.\nLITERATURA  PYRHÖNEN, J., JOKINEN, T., HRABOVCOVÁ, V. PM machine calculation [online]. [cit. 2014-12-13].  PYRHÖNEN, J., JOKINEN, T., HRABOVCOVÁ, V. Design of rotating electrical machines [online]. John Wiley & Sons, Ltd, 2008. ISBN 978-0-470-69516-6.  SOKOL, M. Návrh synchronního stroje s permanentními magnety. Plzeň, 2012. Diplomová práce. Západočeská univerzita v Plzni.  GIERAS, J., WING, M. Permanent magnet motor technology. Dekker 2002. ISBN 0-82470739-7.  KOPYLOV, I. Stavba elektrických strojů. Moskva: Energija, 1980. ISBN 241139.  ONDRŮŠEK, Č. Elektrické stroje: Učební materiály [online]. Brno: VUT Brno, 2014 [cit. 2015-05-30].  TES VSETÍN A.S,VSETÍN,CZ. Konstrukce připevnění permanentních magnetů na rotor.: Užitný vzor. 2011.  TES VSETÍN A.S,VSETÍN,CZ. Firemní dokumentace. 2010  Ansys Maxwell [online]. [cit. 2015-05-30]. Dostupné z: http://www.ansys.com/Products/Simulation+Technology/Electronics/Electromechanical/ANSYS +Maxwell  Ansys Maxwell [online]. [cit. 2015-05-30]. Dostupné z: http://ansoftmaxwell.narod.ru/en/CompleteMaxwell2D_V14.pdf  KROUPA, M. Výpočet a optimalizace reluktančního momentu ve 2D v programu MAXWELL. Brno, 2013. Bakalářská práce. VUT Brno.  Konstrukce synchronního stroje [online]. [cit. 2015-05-30]. Dostupné z: http://eluc.cz/verejne/lekce/791  Permanentní magnety [online]. [cit. 2015-05-30]. Dostupné z: http://www.sinomag.cz/sinomag.cz/?c=o-magnetech-slovnik  Typical data for Sura M290-50A [online]. [cit. 2015-05-30]. Dostupné z: http://www.sura.se/Sura/hp_products.nsf/vOpendocument/03A8B2433FAE16C4C1256AA80022 80E6/$FILE/290-50.pdf?OpenElement  Magnetické pole: Hysterezní křivka [online]. [cit. 2015-06-01]. Dostupné z: http://www.spsemoh.cz/vyuka/zae/el7.htm\nPŘÍLOHY Část A: Plechy M290-50A\nPříloha 1: Technický list použitých plechů \nBH křivka M290-50A\n2 1,8 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6\nPříloha 2: BH křivka plechů M290-50A \nČást B: Závislost korekčních koeficientů\nPříloha 3: Korekční koeficienty v závislosti na indukci \n12000 H [A/m]\nČást C: 2D a 3D modely stroje\nPříloha 4: 2D model stroje v Maxwell\nPříloha 5: 3D model stroje v Maxwell\nČást D: Obsah přiloženého CD Pro Ansys Maxwell:    \nRMxprt simulace navrženého stroje; 2D simulace navrženého stroje; 3D simulace navrženého stroje; RMxprt simulace prototypu generátoru.\nVýpočetní program v Microsoft Excel.\nReport "NÁVRH GENERÁTORU S PERMANENTNÍMI MAGNETY"