Daniel Rojas Rodríguez Adrián Sarasquete Fernández David Rial Crespo. Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L.- Vigo

Transcripción

1 Consideraciones sobre la aplicación de motores eléctricos con tecnología de imanes permanentes para el accionamiento directo de maquinaria rotativa en buques Daniel Rojas Rodríguez Adrián Sarasquete Fernández David Rial Crespo Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L.- Vigo RESUMEN: Este artículo, es el primero de una serie, en los cuales se expondrán las investigaciones en curso por parte de Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L., sobre la viabilidad de los sistemas de accionamiento directo mediante motores síncronos de imanes permanentes (MSIP) para aplicaciones especiales en maquinaria rotativa en buques. Se realiza una primera aproximación a las aplicaciones de propulsión marina El objetivo del artículo es hacer una breve presentación de los diferentes tipos de motores eléctricos empleados en aplicaciones navales así como sus características y tecnología, para a continuación presentar un ejemplo resumido del cálculo de un sistema propulsor marino accionado por un motor eléctrico de tracción directa de 900 kw. Para esta investigación, se ha utilizado de forma combinada herramientas de cálculo analítico y herramientas de simulación mediante el método de los elementos finitos. Se presentan finalmente las conclusiones y algunas de las futuras líneas de investigación en este extenso campo. ABSTRACT: This article is the first of a series, in which ongoing research carried out by Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L. about the feasibility of direct drive systems by means of synchronous permanent magnet motors (PMSM) for special application in rotating machinery on ships is presented. A first approximation is carried out for marine propulsion application. The aim of the paper is to do a brief presentation of the different types of electric motors used in marine applications as well as their main particulars and technology, then, an outline sample calculation of a marine propulsion system driven by a 900 kw direct drive electric motor is presented. For this research, a combined approach has been followed using analytical calculation tools combined with simulation tools by means of the finite element method. Finally, the conclusions and some of the future research lines in this broad field are presented. 1

2 INDICE: 1 Introducción La empresa Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L Líneas de investigación y proyectos Máquinas eléctricas rotativas en buques Sistemas propulsores Propulsión auxiliar Convencional Azimutal Pod Tecnología Imanes permanentes Recubrimientos y materiales compuestos Accionamiento y control Desarrollos en el mercado Ejemplo de cálculo Disposición general e hidrodinámica de la hélice Especificaciones generales de partida Parámetros seleccionados para evaluar su repercusión en el dimensionamiento de la máquina Influencia de los pares de polos y las ranuras por polo y fase Influencia de los pares de polos y la anchura relativa de los imanes Influencia de los pares de polos y la densidad de corriente Conclusiones del predimensionamiento Cálculo térmico preliminar Características definitivas Simulación de la configuración elegida Conclusiones y futuras líneas de investigación Referencias

3 1 Introducción Desde la primera utilización de los motores eléctricos en aplicaciones navales, éstos han estado presentes a bordo de los buques de forma permanente, jugando hoy en día un papel fundamental abordo de nuestros buques, ya que de forma directa o indirecta son responsables del movimiento de todo tipo de componentes, sistemas o fluidos tales como bombas, compresores, ventiladores, separadores de combustible y aceite, separadores de sentinas, telemandos de válvulas, bombas hidráulicas, radares, y como no, propulsores. Resulta cada vez más común el empleo de accionamientos eléctricos en sistemas de propulsión de enormes potencias, trabajando estos accionamientos con unos rendimientos muy elevados impensables hace apenas unos años. De entre todos los tipos de motor eléctrico existentes en el mercado, uno de los más comunes es el motor estándar de inducción (en adelante MI) el cual normalmente opera de forma muy eficiente en un rango de velocidades de entre 1000 y 3000 rpm. El motor de inducción de 4 polos es el más eficiente, por lo que es uno de los más utilizados en la industria. En la actualidad, nuevos campos de aplicación se van abriendo dando como resultado la necesidad de buscar nuevas soluciones. Entre ellos se encuentran las aplicaciones de propulsión marina, en las que son requeridas transmisiones de par con velocidades de giro relativamente bajas, entre 150 y 800 rpm. En estos casos, no es económicamente favorable fabricar máquinas de inducción para accionar de manera directa con estas características, por lo que una solución habitual es la de emplear una reductora de velocidad entre el accionamiento y el eje de la carga. Esto lleva consigo una serie de desventajas notables entre las que se encuentra una pérdida de rendimiento y un aumento de coste ambiental y económico del conjunto. La solución que se propone a este tipo creciente de aplicaciones es la utilización de máquinas síncronas multipolares de imanes permanentes (en adelante MSIP). Con este tipo de máquinas se puede lograr un acoplamiento directo entre la máquina y el propulsor a mover, obteniendo múltiples ventajas tales como la eliminación de la caja reductora (eliminando ruido, espacio, desgastes, ), aumento de la eficiencia energética, simplificación del mecanismo y de su mantenimiento, etc. Otro factor a tener en cuenta es que la densidad de potencia de un MSIP es mayor que la que ofrece un MI del mismo tamaño. En base a lo anterior, consideramos que la tecnología MSIP, tiene un enorme potencial para su aplicación en múltiples sistemas en todo tipo de buques. El objetivo es cambiar la forma de ver esta tecnología para adaptarla a medida de las aplicaciones navales y es ahí donde la I+D juega un papel fundamental, pues dicho proceso de adaptación requiere un esfuerzo de investigación y desarrollo muy elevado, en el cual confluyen múltiples disciplinas como son el diseño mecánico, electromagnético, análisis fluidodinámico, materiales compuestos, etc Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L ya está participando en este proceso de desarrollo de las máquinas que equiparán las flotas mundiales en un futuro no muy lejano, y esta participación debe ser llevada a cabo desde la primera línea, intentando que España no pierda el tren del desarrollo tecnológico de nuevos sistemas propulsores en el sector naval. 3

4 2 La empresa A continuación se hace una breve presentación de la empresa y sus principales líneas de investigación. 2.1 Vicus Desarrollos Tecnológicos S.L. El proyecto de empresa, se centra en la investigación y desarrollo tecnológico en los sectores naval y energético. El objetivo de VICUSdt es el alcanzar una posición de liderazgo en la investigación y desarrollo tecnológico. Los valores sobre los que se soporta el proyecto de VICUSdt son: Desarrollo de tecnología propia Investigación basada en la mejora de la eficiencia energética en los sistemas de transporte y aprovechamiento de energías renovables marinas Incorporación de personal investigador de alto nivel y formación continuada. Actualmente, la capacidad técnica de VICUSdt se podría resumir en tres áreas de la tecnología: Hidrodinámica: Investigación en hidrodinámica de hélices, timones y cascos de buques así como la interacción entre ellos. También se estudia la respuesta de dispositivos para aprovechamiento de energía del oleaje. Diseño mecánico: Diseño y cálculo de sistemas mecánicos y estructuras complejas. Sistemas eléctricos: La principal actuación en esta línea de investigación son los sistemas de tracción directa mediante motores de imanes permanentes, así como los generadores lineales y aerogeneradores con tracción directa. Todas estas capacidades hacen posible el objetivo fundacional de la compañía que es el desarrollo, con tecnología propia, de sistemas propulsores más eficientes y dispositivos innovadores para el aprovechamiento de energías renovables. 2.2 Líneas de investigación y proyectos Tres son las principales líneas de investigación en la empresa, las cuales están relacionadas entre si: Sistemas de accionamiento / generación innovadores: El dominio de la tecnología de motores de imanes permanentes y el diseño de motores completamente resinados permite a VICUSdt desarrollar una nueva generación de sistemas de tracción totalmente innovadores, aplicables a propulsión y accionamiento de maquinaria en buques y sistemas generadores de todo tipo. El diseño de los motores incluye una protección con resina que les faculta para operar totalmente sumergidos en el agua de mar, o estar expuestos a la intemperie. Estas mismas máquinas pueden operar como generadores, lo cual ha abierto el camino al desarrollo de varias patentes; en concreto existe actualmente una patente en fase de tramitación, la cual se centra en un sistema de propulsor y generador compacto para buques, el cual permitirá dar el paso hacia los buques híbridos. Con esta finalidad, la empresa está trabajando en varias patentes y prototipos de máquinas. Análisis y desarrollo hidrodinámico: 4

5 La utilización de las más avanzadas técnicas de simulación fluidodinámica por ordenador (Computacional Fluid Dynamics) permite la evolución de los sistemas más allá de los niveles alcanzados hasta ahora. VICUSdt considera estas herramientas su principal caballo de batalla para la validación de sus nuevos diseños y patentes de toberas, timones, propulsores y carenas. La utilización de los CFD permite que se mejore la eficiencia energética en un segmento de flota que hasta ahora no podía acceder a técnicas de optimización convencionales, habitualmente empleadas en buques de gran porte. Asimismo, estas herramientas nos facultan para evaluar en detalle determinadas configuraciones de carena innovadoras, permitiendo caracterizar en detalle el flujo de agua en el casco. Estas técnicas son fundamentales también para el desarrollo de sistemas como los propulsores sumergidos tipo Rim Drive, en los cuales es fundamental caracterizar el flujo de agua en el entrehierro. Se utilizan además de forma habitual en el análisis de las diferentes configuraciones de los sistemas de aprovechamiento de energía undimotriz. Energías renovables: Las tecnologías de máquinas eléctricas y el dominio de la simulación fluidodinámica permiten que VICUSdt lleve a cabo proyectos de investigación para el desarrollo de sistemas de aprovechamiento de energías renovables. Dada la filosofía e intensidad investigadora de la empresa, estas líneas de investigación se centran en aquellos sistemas que, pese a que tienen un gran potencial de crecimiento, su nivel actual de desarrollo es bajo. Estos sistemas son los dispositivos de aprovechamiento de energía del oleaje y los sistemas aerogeneradores de eje vertical. 3 Máquinas eléctricas rotativas en buques En este apartado se señalan algunas características de diferentes tipos de motores eléctricos utilizados en buques. Motores de Corriente Alterna, asíncronos o de inducción Son utilizados habitualmente en bombas, ventiladores, etc... Existen dos tecnologías, con rotor bobinado o con rotor en jaula de ardilla ; aunque normalmente en el sector naval son más comunes estos últimos. Estos motores son comúnmente utilizados por su simplicidad y robustez de diseño, así como por el precio. Motores de Corriente Alterna, Síncronos Son muy utilizados en los sistemas de propulsión diesel-eléctrica. generalizado con el desarrollo de la electrónica de potencia. Motores de Corriente Continua Esta tecnología se ha Entre otras aplicaciones, estos motores son habitualmente empleados para el accionamiento de las maquinillas de pesca mediante un sistema Ward-Leonard. Existe esta tecnología de motores también en sistemas de propulsión diesel-eléctrica, aunque en las potencias más grandes para este tipo de propulsión se realiza con motores síncronos. Generadores de Corriente Alterna. Síncronos Son utilizados en la planta generadora, como generadores de cola o en grupos dieselgeneradores. Existen dos tipologías; en primer lugar, los generadores síncronos con escobillas, se trata del sistema más antiguo, presentan una robustez y fiabilidad demostrada. Por otro lado, tenemos los generadores sin escobillas, en los cuales el rotor es alimentado mediante electrónica de potencia solidaria al mismo. 5

6 Generadores de Corriente Continua o Dinamos Son habitualmente empleados en los buques pesqueros para el accionamiento de los motores de corriente continua. En los sistemas de propulsión diesel-eléctrica con corriente continua, han sido sustituidos por generadores síncronos y un sistema de rectificadores. 4 Sistemas propulsores A continuación repasamos brevemente algunas de las configuraciones más comunes hoy en día para el accionamiento del tren propulsor del buque mediante motores eléctricos, comentando algunas ventajas e inconvenientes que nos pueden llevar a pensar en soluciones alternativas. 4.1 Propulsión auxiliar Los sistemas eléctricos de propulsión auxiliar consisten normalmente en un motor eléctrico que acciona el tren propulsor del buque a través de una toma de fuerza (PTI) situada en la reductora. Este motor, habitualmente de reducida potencia, permite propulsar al buque a baja velocidad, evitando el uso del motor propulsor principal en condiciones de baja carga o maniobras donde éste es más ineficiente, lo cual redunda en una mejora energética de la instalación. Este tipo de sistemas ha resurgido con fuerza últimamente, impulsados por el incremento de los precios del crudo y el potencial de ahorro energético que supone su utilización. Son aplicables a prácticamente cualquier tipo de buque. En la pesca, son especialmente interesantes en los palangreros (tanto de fondo como de superficie) dado su peculiar perfil de operación. Estos sistemas también se instalan en buques de apoyo a plataformas offshore e incluso en grandes mercantes, que realizan frecuentes maniobras. Otra de las ventajas de estos sistemas es su utilización como dispositivos de propulsión de emergencia o vuelta a casa en caso de fallo del motor principal o como generador de cola. 4.2 Convencional Si nos centramos únicamente en la propulsión diesel - eléctrica pura con línea de ejes convencional, las soluciones más habituales pasan normalmente por la utilización de hélices de paso fijo, en las cuales la variación de empuje se produce lógicamente variando la velocidad de giro de las mismas. El accionamiento de la línea de ejes puede realizarse directamente, para lo cual el motor eléctrico debe girar a una velocidad relativamente baja (por ejemplo 180 rpm) o indirectamente mediante una reductora de velocidad, que adecue la velocidad de giro del motor eléctrico (por ejemplo 1000 rpm) a la velocidad de giro de la hélice (por ejemplo 180 rpm). En buques de una línea de ejes con accionamiento directo, es bastante habitual el empleo de dos motores eléctricos montados en tándem. Una variante a las soluciones anteriormente descritas es el empleo de cualquiera de ellas acoplada a una hélice de paso variable en lugar de una hélice de paso fijo, de esta forma es posible utilizar un motor eléctrico girando a velocidad constante y controlar el empuje de la hélice variando el paso de la misma. Esta solución fue empleada con éxito en algunos de los primeros sistemas de propulsión diesel-eléctrica. El motor eléctrico empleado es un motor de jaula de ardilla. Entendemos que hoy en día, con el avance experimentado por los sistemas de control de potencia, esta solución ha quedado desfasada. Cada una de las soluciones tiene sus ventajas e inconvenientes, que no entraremos a valorar en este artículo ya que éstas deben ser consideradas en el marco específico de cada proyecto. No obstante, la propulsión diesel-eléctrica convencional tiene una serie de ventajas que la hacen ser un sistema propulsor muy interesante. 6

7 4.3 Azimutal Un propulsor azimutal es una hélice, accionada mediante un grupo de engranajes cónicos instalados en un bastidor o cuerpo sumergido, y que pueden girar 360º alrededor de un eje vertical, haciendo innecesario el timón. Los motores eléctricos son empleados de forma habitual en combinación con estos propulsores. Normalmente, el accionamiento se realiza a través de un eje horizontal de entrada al cual se acopla el motor eléctrico por medio de un eje o acoplamiento flexible. Otra posible solución es la adoptada, por ejemplo, en el sistema Schottel Combi-drive, en el cual el motor eléctrico se instala en vertical sobre el propulsor azimutal, conectado al eje principal del propulsor, como se puede observar en la Fig. 1. De esta forma se elimina uno de los engranajes cónicos de la transmisión y resulta un sistema más compacto aunque aumenta lógicamente la altura de la unidad, la cual en determinados proyectos puede ser crítica por la existencia de una limitación de altura entre cubiertas. Esta combinación es habitual en todos aquellos buques que requieran gran maniobrabilidad y rápida respuesta en maniobra. 4.4 Pod Fig. 1: Propulsión azimutal Ya hemos visto que la propulsión eléctrica es muy adecuada para determinadas aplicaciones y que los propulsores azimutales ofrecen una buena respuesta en maniobra; no obstante, el motor eléctrico de accionamiento hace ruido y ocupa un espacio precioso en el interior de nuestro buque entonces Por qué no instalar el motor sumergido y ganar espacio y tranquilidad a bordo?. Ésta es la idea detrás de los sistemas pod, consistentes en un sistema de propulsor azimutal de accionamiento eléctrico en el cual el motor eléctrico se ubica en una góndola sumergida, accionando la hélice directamente. Estos sistemas se han desarrollado de forma muy rápida en los últimos años por parte de los principales fabricantes de equipos propulsores y motores eléctricos europeos, instalándose (no sin problemas) en un buen número de buques de crucero. Existe además una serie de variantes interesantes resultado de la combinación de los sistemas Pod con una propulsión convencional accionada por motor diesel. En un buque de propulsión 7

8 con una única línea de ejes, un propulsor Pod se instala a popa de la hélice principal, en la posición que normalmente ocuparía el timón, girando las hélices en sentidos opuestos a fin de recuperar parte de la energía rotacional en el flujo de agua que abandona la primera de ellas. La orientación del Pod permite gobernar el buque. Más recientemente, se han desarrollado otras soluciones similares, orientadas sobre todo a buques de mayor porte. En estos sistemas se añaden propulsores azimutales laterales para funciones de propulsión y maniobra, siendo el Pod central fijo, como se puede observar en la siguiente imagen. Fig. 2: Propulsión mediante pods En cualquier caso, pese a las evidentes ventajas de los sistemas pod convencionales, existen una serie de inconvenientes que limitan su generalización a todos los tamaños y tipos de buques. Entre esos inconvenientes citamos: - Coste elevado del sistema - Refrigeración del motor - Estanqueidad de la góndola - Cojinetes La solución ideal pasaría por desarrollar un sistema que, con un coste reducido, garantice las ventajas del Pod, facilitando la refrigeración del motor, con una buena eficiencia energética y no sufra problemas de estanqueidad ni provoque dolores de cabeza por sus cojinetes. Es posible el desarrollo de un sistema basado en la topología de rotor hueco empleada en las máquinas Rim Drive y que pueda ser sustituto de los pods convencionales. Describiremos una posible configuración en breve pero antes es necesario hacer unos comentarios sobre tecnología de motores de imanes permanentes. 5 Tecnología 5.1 Imanes permanentes La historia de las máquinas de imanes permanentes ha ido de la mano del desarrollo de los materiales magnéticos. Aunque el principio de las máquinas de imanes permanentes estaba implícito en el uso del magnetismo remanente para la autoexcitación de las máquinas de corriente continua, a mediados del siglo XIX, no fue hasta 1973 cuando se comercializó la primera máquina de CC de imanes permanentes. Esto ocurrió como consecuencia de la obtención de una aleación muy particular con prometedoras aplicaciones en el campo electromagnético. El material AlNiCo extendió rápidamente su comercialización. Dado que el AlNiCo y sus homólogos como las ferritas tenían una baja energía de magnetización, la aplicación de estos imanes fue limitada a pequeñas máquinas. Con el descubrimiento de nuevos materiales magnéticos hacia la década de los 70, entre los que se encuentran principalmente las 8

9 tierras raras, se comenzó a pensar en desarrollar grandes máquinas de imanes permanentes. Hacia 1980 se desarrolló un nuevo material magnético, el Neodimio-Hierro-Boro, más conocido bajo las siglas de Nd-Fe-B. El desarrollo de estos materiales, junto con una mayor demanda de los mismos en distintas aplicaciones, ha dado como consecuencia una disminución de sus precios. Estos nuevos materiales han suscitado un gran interés para la aplicación de máquinas síncronas, ya que permite sustituir el bobinado excitatriz por la colocación de imanes permanentes, obteniendo máquinas de costo no exagerado, un mejor rendimiento y una disminución del costo de mantenimiento. Las máquinas basadas en imanes permanentes están habitualmente divididas en dos grupos principales: las máquinas alimentadas por onda rectangular o trapezoidal, llamadas normalmente motores brushless DC, y las máquinas alimentadas por onda sinusoidal, llamadas brushless AC, o simplemente máquinas síncronas de imanes permanentes [1], [2]. Las máquinas brushless utilizan una corriente de estator con forma rectangular y obtienen una fuerza contraelectromotriz que presenta una forma rectangular o trapezoidal. Esta forma de la fuerza contraelectromotriz es debida normalmente a que los bobinados del estator suelen ser concentrados y a que la distribución de la densidad de campo en el entrehierro del motor tiene una distribución rectangular [3]. La regulación del motor se realiza de manera muy simple introduciendo las tensiones de alimentación mediante la conmutación de las seis posiciones fundamentales del inversor. Esta sencillez de operación se traduce en un abaratamiento del costo del accionamiento, pero también en la aparición de un rizado en el par electromagnético. En las máquinas brushless AC, tanto la evolución de la corriente introducida en el motor como la de la fuerza contraelectromotriz tienen forma sinusoidal. El grado de armónicos presentes en estas formas de onda depende, por un lado, de la distribución y forma de los imanes permanentes y por otro, de la configuración con que se construyan los devanados. Normalmente se realiza un gran esfuerzo por obtener una distribución del campo generado por los imanes lo más sinusoidal posible, puesto que es más difícil de conseguir mediante una distribución de los devanados [4]. Este tipo de motores son muy adecuados para aplicaciones de grandes requerimientos dinámicos debido a su bajo rizado en el par, gran densidad de campo en el entrehierro y gran eficiencia. Es posible realizar otras clasificaciones de los motores síncronos atendiendo a sus configuraciones electromagnéticas y mecánicas. La Tabla 1 presenta las diferentes tipologías de motores síncronos de imanes permanentes, atendiendo a su configuración electromagnética radial, axial o transversal, la disposición del rotor interior o exterior y la colocación de los imanes permanentes. También se detallan algunos sectores y aplicaciones adecuadas para cada tipo de máquina [1], [4], [5], [6]. 9

10 Tipología Sectores Aplicaciones Flujo radial Rotor interior Imanes superficiales/ imanes interiores/ imanes en Halbach Automoción Generación eléctrica Electrodoméstico Vehículos eléctricos e híbridos Generadores eólicos Accionamientos lavadora Motobombas Máquina-herramienta Cabezales alta velocidad Posicionamiento de ejes Tracción ferroviaria Accionamiento directo al eje tractor Industria Bobinadoras papel Bobinadoras de cinta adhesiva Rotor exterior Imanes superficiales/ imanes interiores/ imanes en Halbach Elevación Industria, electrodoméstico Ascensores Ventiladores Flujo axial Electrónica Lectores de CD, DVD Discos duros Automoción Ruedas automotrices en vehículos solares Flujo transversal Generación eléctrica Grandes generadores eólicos sin reductora Tabla 1: Tipologías de imanes permanentes 5.2 Recubrimientos y materiales compuestos Las máquinas eléctricas se protegen con un recubrimiento de un material dieléctrico, el cual le aporta mayor rigidez dieléctrica a las bobinas al mismo tiempo que le dan una rigidez mecánica frente a las vibraciones. Si la rigidez mecánica de las bobinas no fuese incrementada gracias a estos recubrimientos, el roce que provocarían estas vibraciones haría que el esmalte (aislante eléctrico) que recubre los conductores en las bobinas se erosionase provocándose con ello los indeseados cortocircuitos. Existen dos tipos de recubrimientos, las impregnaciones y los encapsulados. Típicamente el método utilizado para recubrir los bobinados de las máquinas eléctricas suelen ser las impregnaciones. En ellas, se impregna el bobinado con una resina dieléctrica. Existen diferentes métodos para llevar a cabo este proceso, desde una 10

11 simple impregnación por gravedad o inmersión, hasta sofisticados métodos de impregnación al vacío (VPI). Las impregnaciones dotan al bobinado de una fina capa de resina, la cual dará mayor rigidez mecánica a las bobinas, al mismo tiempo que le da mayor rigidez dieléctrica al conjunto del bobinado. Los procesos de encapsulado son más complejos que las impregnaciones y se utilizan en menor medida y en aplicaciones muy concretas. En este proceso es necesaria la fabricación de un molde, donde será introducido el elemento a encapsular y vertida la resina. Por otro lado, la aplicación de este proceso en elementos grandes no es fácil, ya que pueden ser necesarias varias etapas debido al gran volumen de resina que se necesita y las reacciones químicas que se producen en el proceso de curado de la misma. Los encapsulados ofrecen una muy superior protección mecánica que los impregnados, siendo muy útiles en aplicaciones donde el grado de protección necesita ser extremo, como podría ser en máquinas sumergibles. Este tipo de resinas tienen una gran conductividad térmica al mismo tiempo que tienen una muy baja absorción de agua. Para piezas encapsuladas que deban presentar máximas características eléctricas es necesario hacer la colada bajo vacío (APG), la cual nos aporta una máxima penetración en las bobinas a la vez que se elimina la indeseada porosidad, la cual disminuye la capacidad de extraer el calor generado por el motor y la rigidez dieléctrica del conjunto. Las resinas empleadas en ambos sistemas, suelen suministrarse en dos componentes (resina y catalizador) separados y predosificados. Los materiales compuestos (o composites) pueden formar estructuras muy resistentes y de bajo peso. Por este motivo tienen un gran potencial de aplicación en los componentes de las nuevas generaciones de motores de imanes permanentes para aplicaciones marinas. 5.3 Accionamiento y control La era de los convertidores de frecuencia y los nuevos materiales está posibilitando la aparición de los MSIP. Durante los últimos años cada vez se demandan motores más eficientes y con mayores prestaciones. Aunque existen múltiples algoritmos para el control de máquinas eléctricas, uno de los que mejor resultado da para el accionamiento de este tipo de máquinas es el denominado Control Vectorial, pudiendo realizarse de las dos siguientes formas: Control Vectorial en Lazo Abierto, el cual no necesita realimentación de la posición del rotor. Este tipo de control es especialmente útil en aplicaciones donde la introducción de cualquier sensor de posición complica el diseño, como pueden ser las máquinas sumergidas, en las cuales el sensor debería estar muy bien protegido y podría ser susceptible de ser un elemento de fallo. Este tipo de control es eficaz en aplicaciones en las cuales no es exigido un par de arranque elevado, como pueden ser las aplicaciones de propulsión. Control Vectorial en Lazo Cerrado, el cual necesita de la realimentación de la posición del rotor mediante algún tipo de sensor. Con este control es posible obtener el par nominal en el arranque. 11

12 6 Desarrollos en el mercado Existen varias referencias de sistemas basados en la misma filosofía que el dispositivo aquí propuesto. Estos sistemas se emplean normalmente como propulsor transversales en túnel, y existen equipos en servicio con potencias de hasta 800 kw (Brunvoll). Fig. 3: Sistema EPS de Van der Velden Se han realizado asimismo investigaciones orientadas a la aplicación de los sistemas de motor de imanes permanentes de tracción directa para el accionamiento de propulsores de tipo water jet, [7]. Otras líneas de investigación, principalmente en el sector naval militar, apuntan a estos sistemas como propulsores integrados de alta potencia (50 MW) para los buques de guerra de un futuro cercano, [8]. 7 Ejemplo de cálculo En este apartado se expone un ejemplo de cálculo resumido de un Motor Síncrono de Imanes Permanentes (MSIP) para accionamiento directo de una hélice en tobera. En la Fig. 4 se puede apreciar esquemáticamente una semisección de la tipología de máquina a diseñar. 12

13 La máquina consta de los siguientes elementos: Fig.4: Disposición general del dispositivo a estudio Tobera (1). Aloja el estator del motor y su geometría está condicionada por el volumen necesario para ello así como su propia hidrodinámica. Estator (2).Está formado por el paquete de chapa magnética y las bobinas, estando todo encapsulado en resina. Rotor (3). Consta de acero magnético e imanes, estando todo encapsulado en resina. Palas (4). Transforman el par en empuje y a su vez hacen de elemento de conexión entre el rotor de la máquina y el núcleo central. Canales de refrigeración (5). Por ellos fluirá el agua de mar hacia el interior de la máquina, bañando tanto estator como rotor de la máquina, gracias a su circulación por el entrehierro. Soporte de la tobera (6).Puede ser una unión fija al casco o el soporte de un propulsor azimutal. Núcleo central (7). Donde se alojan los cojinetes de la máquina. Unión del núcleo central con la tobera (8). Con un adecuado diseño, estos tirantes pueden actuar como estator recuperando parte de la energía rotacional del agua que abandona la hélice. La capacidad de refrigeración del motor en esta aplicación es muy alta ya que, además de estar alojado en el interior de la tobera (rodeada por agua de mar interna y externamente), el agua marina circula por el entrehierro de la máquina, bañando tanto el estator como el rotor del motor. Con el objetivo de proteger todas las partes de la máquina susceptibles de corrosión, tanto el estator como el rotor de la máquina serán encapsulados en resina, la cual proporcionará una excelente rigidez dieléctrica y mecánica de las partes activas del motor. 13

14 En primer lugar se muestran la disposición general del motor y algunas consideraciones hidrodinámicas, para a continuación enumerar las especificaciones generales del mismo Posteriormente, se analizan algunos resultados de cálculo, fijándonos en la repercusión que tiene en el comportamiento y dimensiones del motor la variación de algunos parámetros claves, y se elegirá la máquina más adecuada para esta aplicación. Este análisis será llevado a cabo mediante un algoritmo de diseño y cálculo analítico desarrollado por VICUSdt. Por último, se compararán los resultados obtenidos con el algoritmo de diseño analítico y los resultados obtenidos mediante la simulación de la máquina elegida, gracias a un software comercial de simulación de Máquinas Eléctricas (Flux). 7.1 Disposición general e hidrodinámica de la hélice El dispositivo a estudio consiste en un MSIP de flujo radial y rotor interior, compuesto de un rotor y un estator con la topología en anillo típica de los sistemas Rim drive. El motor irá alojado en el interior de la tobera, la cual puede ser diseñada a medida para cada aplicación, optimizando sus características hidrodinámicas. El rotor se une solidariamente a la hélice en su periferia, y se dispone de un sistema de cojinetes para el soportado de las cargas axiales y radiales. En el caso estudiado, se trata de una máquina adaptada a una hélice de propulsión principal con las siguientes características: Potencia nominal: 900 kw Velocidad nominal: 230 rpm Diámetro: 2,5 m Número de palas: 5 EAR: 0,55 Par: Nm 7.2 Especificaciones generales de partida Centrándonos en la máquina eléctrica propiamente dicha podemos decir que las especificaciones de partida principales son: Potencia nominal: 900 kw Tensión de alimentación: 400 V Velocidad nominal, 230 rpm Diámetro interior del rotor, 2540 mm Diámetro exterior de estator máximo, 2820 mm Densidad de campo magnético en: o Dientes 1.6 T o Núcleo estatórico 1.5 T o Núcleo rotórico 0.9 T o Entrehierrro = 0.8 T Restricciones para garantizar la rigidez estructural del motor, que entre otras son: 14

15 o Espesor del núcleo del estator, no demasiado pequeño con respecto a la altura de ranura o Relación entre el alto y ancho de ranura razonable o Dientes no demasiado esbeltos. 7.3 Parámetros seleccionados para evaluar su repercusión en el dimensionamiento de la máquina Los parámetros elegidos para analizar su repercusión en el diseño de la máquina son los siguientes: Número de pares de polos Ranuras por polo y fase Anchura relativa de los imanes permanentes, alfa Densidad de corriente, J[A/mm 2 ] π DexteriorRo tor Nº polos AnchoPolar Estos son los parámetros clave de diseño, puesto que definen la estructura principal sobre la que se puede comenzar el predimensionamiento de la máquina. A continuación se mostrará gráficamente la influencia que tienen los parámetros anteriores en función de los resultados obtenidos con el algoritmo de diseño y cálculo analítico. 7.4 Influencia de los pares de polos y las ranuras por polo y fase Para evaluar la influencia de este parámetro en el comportamiento de la máquina, además de las especificaciones generales de partida y los parámetros fijos, se han establecido los siguientes valores para poder dimensionar las máquinas: Anchura relativa de los imanes permanentes alfa = 0.7 Densidad de corriente (inicial) J= 5A/mm 2. Una vez establecidos los valores de estos parámetros se ha establecido un rango de variación de p (pares de polos) y q ( ranuras por polo y fase) Variación de p entre 10 y 40. Variación de q entre 1 y 3. Por otro lado, se han definido una serie de parámetros objetivo para determinar la bondad de cada una de las combinaciones. Estos parámetros son los siguientes: Rendimiento electromagnético Factor de potencia Diámetro exterior del estator Coeficiente térmico (potencia de pérdidas totales dividido entre la superficie de disipación de la cara externa del estator) A continuación se presentan los resultados obtenidos para todas las combinaciones de máquina: 15

16 Fig. 5: Influencia de los pares de polos y las ranuras por polo y fase en el factor de potencia y rendimiento Fig. 6: Influencia de los pares de polos y las ranuras por polo y fase en el diámetro exterior de estator 16

17 Fig. 7: Influencia de los pares de polos y las ranuras por polo y fase en el coeficiente térmico A la vista de las gráficas, se pueden sacar algunas conclusiones: En primer lugar, el rendimiento de la máquina experimenta un máximo para 30 pares de polos, aunque el resto de valores es cercano. Con respecto al número de ranuras por polo y fase, el rendimiento se maximiza cuando su valor es 1. Como era de esperar el factor de potencia cae drásticamente con el número de pares de polos. Mientras, el factor de potencia máximo se da de nuevo para 1 ranura por polo y por fase, siempre y cuando los pares de polos se encuentren entre 22 y 30. Respecto al diámetro exterior de estator, un numero bajo de pares de polos hace que las coronas tanto de estator como de rotor sean mayores, y por lo tanto el diámetro exterior de estator es mayor. El número de ranuras por polo y fase no influye significativamente en este parámetro. Es de destacar que para los parámetros impuestos a esta máquina, las máquinas de menos de 38 pares de polos están fuera del valor máximo establecido para el diámetro exterior de estator, que es de 2820 mm. El diámetro exterior de estator podría reducirse si impusiésemos una densidad de corriente mayor. El coeficiente térmico (potencia de pérdidas totales dividido entre la superficie de disipación de la cara externa del estator), es menor cuanto mayor es el número de pares de polos, experimentando un mínimo para 30 pares de polos y 1 ranura por polo y fase. El valor de ranuras por polo y fase no influye significativamente en este parámetro, aunque se minimiza para 1 ranura por polo y fase. 7.5 Influencia de los pares de polos y la anchura relativa de los imanes La anchura relativa de los imanes se define como el ratio entre el ancho del imán y el paso polar. Para evaluar la influencia de este parámetro en el comportamiento de la máquina, además de las especificaciones generales de partida y los parámetros fijos, se han establecido los siguientes valores para poder dimensionar las máquinas: Ranuras por polo y fase q= 1 Densidad de corriente J= 5 A/mm 2. 17

18 Una vez establecidos los valores de estos parámetros se ha establecido un rango de variación de p (pares de polos) y alfa (anchura relativa de los imanes) Variación de p entre 10 y 40. Variación de alfa entre 0.6 y 0.9 Por otro lado, los parámetros objetivo para determinar la bondad de cada una de las combinaciones son los mismos que en el apartado precedente. Los resultados son los siguientes: Fig. 8: Influencia de los pares de polos y la anchura relativa de los imanes en el factor de potencia y rendimiento Fig. 9: Influencia de los pares de polos y la anchura relativa de los imanes en el diámetro exterior de estator 18

19 Fig. 10: Influencia de los pares de polos y la anchura relativa de los imanes en el coeficiente térmico A la vista de las gráficas, se pueden sacar algunas conclusiones: En primer lugar, el rendimiento de la máquina experimenta un máximo para 30 pares de polos, aunque el resto de valores es muy cercano. Con respecto a la anchura relativa de los imanes, el rendimiento se maximiza cuando su valor es 0.7, aunque el resto de valores es cercano. Aunque la curva del factor de potencia tiene una tendencia cambiante, el factor de potencia cae drásticamente con el número de pares de polos. Mientras, el factor de potencia máximo, para un número de pares de polos mayor de 22 se da para una anchura relativa de los imanes de 0.6. Cuanto menor es la anchura relativa de los imanes menor, diámetro exterior de estator tiene la máquina. Como se expuso en el apartado anterior, las máquinas de menos de 38 pares de polos están fuera del valor máximo establecido para el diámetro exterior de estator. El diámetro exterior de estator podría reducirse si impusiésemos una densidad de corriente mayor. El coeficiente térmico es menor cuanto mayor es el número de pares de polos, experimentando un mínimo para 30 pares de polos. El coeficiente térmico se hace menor a medida que disminuye la anchura relativa de los imanes, experimentando un mínimo para 30 pares de polos y 0.7 de anchura relativa de imanes. 7.6 Influencia de los pares de polos y la densidad de corriente Para evaluar la influencia de este parámetro en el comportamiento de la máquina, además de las especificaciones generales de partida y los parámetros fijos, se han establecido los siguientes valores para poder dimensionar las máquinas: Ranuras por polo y fase q= 1 Anchura relativa de imanes permanentes alfa =

20 Una vez establecidos los valores de estos parámetros se ha establecido un rango de variación de los pares de polos y la densidad de corriente Variación de p entre 10 y 40. Variación de J entre 4 y 10 A/mm 2. Por otro lado, los parámetros objetivo para determinar la bondad de cada una de las combinaciones son los mismos que en los apartados precedentes. Los resultados son los siguientes: Fig. 11: Influencia de los pares de polos y la densidad de corriente en el factor de potencia y rendimiento de la máquina Fig. 12: Influencia de los pares de polos y la densidad de corriente en el diámetro exterior de estator 20

21 Fig. 13: Influencia de los pares de polos y la densidad de corriente en el coeficiente térmico A la vista de las gráficas, se pueden sacar algunas conclusiones: En primer lugar, el rendimiento de la máquina cae a medida que aumenta el valor de la densidad de corriente, estableciéndose un máximo para 30 pares de polos y 4 A/mm 2. Aunque la curva del factor de potencia tiene una tendencia cambiante, el factor de potencia cae drásticamente con el número de pares de polos, como era de esperar. Mientras, el factor de potencia máximo para un número de pares de polos mayor de 25, se da para una densidad de corriente de 10 A/mm 2. Respecto al diámetro exterior, cuanto mayor sea el valor de densidad de corriente, menor sección de cobre necesitaremos, disminuyendo por lo tanto la sección de ranura necesaria para albergar los conductores, repercutiendo en un diámetro exterior de estator menor. Dependiendo de la densidad de corriente asignada existen múltiples configuraciones que están dentro del rango máximo exigido para este parámetro. El coeficiente térmico (potencia de pérdidas totales dividido entre la superficie de disipación de la cara externa del estator) es menor cuanto menor es la densidad de corriente, como era de esperar. 7.7 Conclusiones del predimensionamiento Las conclusiones que se pueden sacar del predimensionamiento son las siguientes: El gran diámetro interior del rotor, unido al uso de acero macizo en la corona del rotor (inducción máxima de 0.9 T) hace que el diámetro exterior de estator sea grande, haciendo que la longitud de la máquina sea bastante pequeña. El diámetro exterior de estator se puede reducir con una configuración que tenga un gran número de pares de polos y una adecuada densidad de corriente. El rendimiento global de la máquina varía dependiendo de la configuración, aunque en todas da un valor aceptable. El factor de potencia obtenido varía dependiendo de la configuración. La configuración elegida va a ser accionada mediante un control diferente al que nos aporta el algoritmo 21

22 de cálculo. El control que finalmente se le asignará al motor será un Control Vectorial en lazo abierto, que como se expuso anteriormente resulta ser el más adecuado para estas máquinas sumergibles. El coeficiente térmico varía dependiendo de la configuración. Debido a la gran refrigeración de la máquina es un valor que a priori no es demasiado restrictivo. Como se pudo observar en el estudio realizado, a medida que aumentamos el número de pares de polos este coeficiente térmico disminuye. Por lo tanto, cabe decir que la especial geometría de la máquina hace que sea necesario escoger adecuadamente los parámetros de la máquina atendiendo a todas las gráficas expuestas anteriormente. 7.8 Cálculo térmico preliminar Para abordar el cálculo térmico es necesario cuantificar las pérdidas de potencia que puedan provocar una merma en el rendimiento a causa de un aumento de temperatura en las partes susceptibles de la máquina. Una vez cuantificadas se diseñará el circuito de refrigeración. En el caso de un motor de imanes permanentes, este diseño es muy importante ya que los imanes pierden su capacidad de generación de flujo magnético de forma lineal en relación al aumento de temperatura. En el caso que nos ocupa, las pérdidas son debidas por un lado al rendimiento inherente asociado al proceso físico de la conducción de corriente (efecto Joule), y por otro son causa de la fricción viscosa que aparece por el contacto entre la máquina rotativa y el agua. Teniendo caracterizadas las fuentes de calor es importante razonar el punto de funcionamiento más desfavorable y diseñar con respecto a este punto el circuito de refrigeración. Para ello se debe reflexionar acerca de los siguientes puntos: El entrehierro de la máquina se ha diseñado para que funcione con agua en su interior. Esta característica le confiere a priori una gran capacidad de refrigeración gracias al alto valor de calor específico que presenta el agua, pero deben dimensionarse con criterio los canales por donde circulará el flujo en dirección axial. Este flujo será forzado debido a la diferencia de presión que produce la hélice. Como el entrehierro estará expuesto, en cuanto a que irá sumergido y mojado, la diferencia de presiones ocasionará una recirculación de agua en el mismo con dirección axial y sentido contrario al agua movida directamente en la tobera. El flujo axial de refrigeración es directamente proporcional al empuje producido por la hélice, y el empuje es proporcional al cuadrado de las revoluciones. Cuanto mayor sea el valor del empuje mayor será el salto de presiones y por consiguiente también mayor será el flujo en dirección axial de agua en el entrehierro. Por otro lado, a mayor empuje, mayores valores de potencia de pérdida (más calor que se debe evacuar). Como la potencia entregada es igual a la multiplicación del par y las revoluciones, y el par es proporcional al cuadrado de las revoluciones; entonces la potencia varía con respecto al cubo de las revoluciones de la máquina. En el punto anterior se ha comentado que el empuje es proporcional al cuadrado de las revoluciones; un aumento de las mismas ocasionará una mayor subida del calor a disipar que de la capacidad para disiparlo. 22

23 Se concluye entonces que el punto de trabajo más desfavorable será aquel en el que aparezca el valor más alto de revoluciones. Como la hélice es de paso fijo este punto corresponde al régimen de potencia máxima. Por lo tanto el cálculo térmico se realizará dimensionando el problema como si el buque operase al 100% de su potencia, en marcha libre de forma continuada. Utilizando el algoritmo de diseño y cálculo analítico y aplicando un coeficiente de seguridad, las pérdidas se han estimado para este punto en 60kW, lo cual supone un 6.6% de la potencia total. El cálculo se realiza tomando una temperatura de referencia para el agua de 32ºC, que es una especificación común y recurrente para los problemas de refrigeración en el mar. Cálculo CFD Se ha abordado el cálculo de cuantificación del flujo axial que recorre el entrehierro mediante un análisis CFD simplificado, debido a que las velocidades y presiones que aparecen complican demasiado el problema como para abordarlo sin una herramienta de este tipo. El cálculo se realiza utilizando un disco actuador a la hora de simular el salto de presiones que proporciona la hélice. El volumen de control se considera lo suficientemente grande como para no influir en las fronteras de entrada y salida de la tobera. La simulación se realiza teniendo en cuenta una porción correspondiente a 1/24 del volumen total, gracias a las simplificaciones que por simetría pueden llevarse a cabo. Se estudian dos alternativas geométricas a la hora del diseño del circuito y se tiene en la más favorable un valor de 0.39 [Kg/s] en la porción de dominio seleccionado, lo cual hace que resulte un valor de 9.36 [Kg/s] para la máquina completa. Fig. 14: Flujo axial en el entrehierro. En la Fig.15, se puede observar a modo de curiosidad una imagen correspondiente a la simulación efectuada: una distribución de presiones en el volumen de control causada por la condición impuesta en el disco actuador y una representación de los vectores velocidad en el entrehierro 23

24 Fig.15: Distribución de presiones en el volumen de control y vectores velocidad en el entrehierro Con un valor de 9.36Kg/s de flujo en el entrehierro se calcula una capacidad de evacuación de potencia de [kw/ºc] (resultado de multiplicar el flujo másico por el calor específico del agua), lo que quiere decir que para conseguir disipar las pérdidas establecidas anteriormente, el agua saldrá del entrehierro 1.53ºC más caliente que cuando entró. El salto de temperaturas es pequeño, lo cual apunta a que la máquina no tendrá problemas de sobrecalentamiento. Para conocer el salto de temperaturas real que se aparecerá en la máquina es necesario el planteamiento de un problema térmico acoplado en CFD cuya resolución se escaparía de las pretensiones introductorias de este ejemplo de cálculo. Esto es así debido a que la complejidad de la geometría y del régimen de flujo hace inviable la opción de utilizar, con garantías, alguna de las fórmulas experimentales para la estimación del coeficiente de película que gobernará la transferencia de calor. 7.9 Características definitivas En base a los razonamientos expuestos en los apartados anteriores, hemos determinado las siguientes características de nuestra máquina: Densidad de corriente. Este valor influye en gran medida en todos los parámetros objetivo. Como se expuso anteriormente, el gran diámetro del rotor de esta máquina resulta en una configuración con un gran diámetro exterior de estator. Debido a esto y a la excelente refrigeración que tendrá la máquina se optó por un valor para la densidad de corriente de 8 A/mm 2. Se estableció este valor como una relación de compromiso para la optimización de todos los parámetros objetivo. Número de pares de polos. Ya vimos que, a medida que aumentamos el número de polos de la máquina tanto las coronas de rotor como de estator disminuyen de espesor, obteniendo un diámetro exterior de estator cada vez menor. Se optó por una máquina de 30 pares de polos (60 polos), ya que es una máquina que encaja en el diámetro exterior de estator máximo, para una densidad de corriente impuesta de 8 [A/mm 2 ]. El rendimiento con esta elección es el óptimo y el factor de potencia es aceptable, aunque el mismo será mejorado utilizando un Control Vectorial en lazo abierto. El coeficiente térmico también resulta ser el óptimo de entre todas las configuraciones en estudio. Número de ranuras por polo y fase. Se optó por 1 ranura por polo y fase, ya que nos aporta los mejores resultados para todas las configuraciones elegidas. Anchura relativa de los imanes. Considerando las especificaciones de pares de polos, densidad de corriente y número de ranuras por polo y fase anteriormente elegidas, se consideró conveniente utilizar una anchura relativa de los imanes de 0.7, ya que nos aporta unos valores de los parámetros objetivo muy buenos. Por otro lado, se analizaron otros parámetros de la máquina igualmente importantes en el diseño como son el valor 24

25 de la fuerza contraelectromotriz y la inducción en vacío, los cuales tienen un valor adecuado para esta elección de anchura relativa de imanes Simulación de la configuración elegida Para llevar a cabo la simulación de la configuración elegida en la anterior etapa de predimensionamiento se utilizó el Flux 2D, que es programa comercial mediante elementos finitos. Esta es una herramienta potente para calcular todos los parámetros de la máquina. Con esta simulación se demostrará la bondad de los resultados obtenidos con el programa de diseño y cálculo analítico propio de VICUSdt. Modelo de cálculo, malla y condiciones de contorno La geometría se generó utilizando la herramienta de modelado geométrico incorporada en el propio código, en base a los parámetros geométricos definidos con nuestro algoritmo de diseño analítico. Como se puede observar en la siguiente figura, el programa dibuja un único polo en lugar de los 60 polos de la máquina dado que se asigna condiciones de contorno de periodicidad. El mallado se realiza mediante el mallador del programa, con un factor de mallado de 1. Fig. 16: Geometría y malla de la configuración elegida Resultados de la simulación y comparación con los obtenidos mediante el algoritmo de diseño analítico Los resultados y los parámetros objetivo de la simulación, considerando un accionamiento de la máquina mediante Control Vectorial en Lazo Abierto, fueron los siguientes: Potencia mecánica en el eje de la máquina, Peje Factor de potencia, cos(φ) Rendimiento electromagnético, Reactancia síncrona, Xs Fuerza electromotriz en vacío por fase, E Inducciones en todas las partes de la máquina tanto en vacío como en carga El factor de potencia que nos aporta el algoritmo de diseño y cálculo analítico es considerando que se hace un Control V/f. Como ya se expuso anteriormente, la simulación es hecha considerando un accionamiento con Control Vectorial, aportándonos un factor de potencia mayor que el aportado por el algoritmo. 25