VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ

VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STROJNÍHO INŽENÝRSTVÍ ÚSTAV VÝROBNÍCH STROJŮ, SYSTÉMŮ A ROBOTIKY KONSTRUKČNÍ A PROCESNÍ INŽENÝRSTVÍ FACULTY OF MECHANICAL ENGINEERING INSTITUTE OF PRODUCTION MACHINES, SYSTEMS AND ROBOTICS DESING AND PROCESS ENGINEERING INTELIGENTNÍ TESTOVACÍ PROCEDURY NÍZKONAPĚŤOVÝCH TRAKČNÍCH POHONŮ S ASYNCHRONNÍMI MOTORY INTELLIGENT TEST PROCEDURES LOW-TENSION TRACTION DRIVES WITH INDUCTION MOTORS ZKRÁCENÁ VERZE PhD. THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Ing. MARTIN NESVADBA Doc. Ing. VLADISLAV SINGULE, CSc. BRNO 2011

Klíčová slova Asynchonní moto, hlučnost, testovací poceduy, optimalizace, fekvenční spektum, fekvenční analýza Key Wods Induction moto, noise, testing pocedues, optimalization, fequency spectum, fequency analyze NÁZEV PRACOVIŠTĚ KDE JE ULOŽEN RUKOPIS Disetační páce je uložena na Oddělení vědy a výzkumu Fakulty stojního inženýství VUT v Bně, Technická 2, 616 69 Bno Matin Nesvadba 2011 Tato páce vznikla díky zájmu a podpoře společnosti Kollmogen,s..o. jako školní dílo na Vysokém učení technickém v Bně, Fakultě stojního inženýství. Páce je cháněna autoským zákonem a její užití bez udělení opávnění autoem je nezákonné, s výjimkou zákonem definovaných případů. ISBN ISSN - 2 -

Obsah: 1. Úvod... 5 2. Součastný stav řešené poblematiky... 5 2.1. Standadní testovací poceduy... 5 3. Cíle páce... 6 4. Zvolené metody zpacování... 6 4.1. Konstukce asynchonního takčního motou... 6 4.2. Rozbo možných příčin hlučnosti asynchonních motoů... 7 4.3. Ventilační hluk... 7 4.4. Hluk mechanického původu... 7 4.5. Elektomagnetický hluk... 8 4.5.1. Magnetomotoické napětí... 9 4.5.2. Magnetická vodivost vzduchové mezey... 9 4.5.3. Vliv stupňových hamonických na adiální síly... 10 4.5.4. Vliv dážkování statou a otou... 10 4.5.5. Vliv defomace vzduchové mezey... 10 4.5.6. Vliv sycení železa... 11 4.5.7. Vliv excenticity vzduchové mezey... 11 4.5.8. Vliv uspořádání vinutí s několika paalelními větvemi... 12 4.5.9. Vliv tangenciálních sil... 12 4.5.10. Vliv společného účinku adiálních a tangenciálních sil... 12 4.5.11. Zvýšení hluku při ozběhu... 12 4.5.12. Vliv nehamonického napájení... 13 4.5.13. Rezonanční vlivy statou... 13 5. Hlavní výsledky páce... 13 5.1. Návh a konstukce pacoviště po měření hluku a vibací... 13 5.2. Měření hlučnosti a ozbo výsledků... 16 5.2.1. Vyhodnocení naměřených hodnot... 16 5.2.2. Ověření použitelnosti ozbou fekvenčního spekta... 18 5.3. Ověření konstukce motou... 19 5.4. Možnosti snížení hluku asynchonních motoů... 20 5.5. Výsledky expeimentů ke snížení hluku u motou TSP 112/4... 23 5.5.1. Technická přípava... 23 5.5.2. Poovnání standadní a optimalizované vaianty motou... 23 6. Závě... 27 7. Přínosy disetační páce... 27 8. Liteatua... 28 8.1. Vlastní publikace... 29 8.2. Podukty a patenty... 30 Životopis... 31 Abstakt... 32-3 -

- 4 -

1. Úvod Testování asynchonních motoů je obecně známé a sozumitelné, pokud ovšem chceme zajistit skutečně komplexní měření všech důležitých funkcí a vlastností motou přímo na výobních linkách, pak můžeme naazit na několik zásadních poblémů. Asynchonní takční motoy, jejichž testování je předmětem této páce, jsou pimáně učeny po použití ve vysokozdvižných vozících, a to jak k hlavnímu pohonu (většinou ve spojení s převodovým ústojím), tak k pohonu čepadel (pneumatického nebo hydaulického systému po zdvih lyžin vozíku) a také po pohon systému po natáčení kol. Jedná se o třífázové čtyřpólové motoy (většinou v zapojení DP tedy dvě paalelní vinutí zapojené do tojúhelníku), kteé jsou řízeny fekvenčními měniči napájené bateiemi. V těchto aplikacích jsou na ně kladeny zvláštní náoky, ze kteých vyplývá nezbytnost měření neelektických veličin, jakou jsou např. velikost vibací, či hlučnost. Obecně by se dalo říci, že význam testování spočívá v kontole a veifikaci, zda je výobek navžen (v případě el. motoů noma po točivé elektické stoje ČSN EN 60034-1) a vyoben dle předepsané dokumentace a ve shodě s na něj se vztahujícími požadavky. Testování odhalí, zda byly použité komponenty v bezvadném stavu a zda byl při výobě dodžen předepsaný pacovní postup. Veškeé předepsané paamety motou musejí být v předem definovaných toleancích, což je základní předpoklad po bezchybnou funkci a dlouhou životnost motou. Pokud chceme použít i automatické vyhodnocování těchto testovacích pocedu, kteé je založeno jednak na předem definovaných toleančních polích, tak na statistickém vyhodnocení předešlých testů, pak můžeme naazit na řadu překážek zejména pokud chceme jít ještě dále a hlubší analýzou naměřených hodnot zjistit konkétní příčinu možného poblému (např. ozboem FFT analýzy naměřené hlučnosti poukázat na špatně nalisované B ložisko nebo nesymetii vzduchové mezey). Toto automatické inteligentní vyhodnocení musí mít základy ve znalosti konstukce motou, statistickém vyhodnocení předchozích měření a v bezvadném pochopení výsledků měření. Znalost konstukce motou, teoie vzniku hlučnosti a zvládnutí metodiky měření umožňuje navhnout konstukční úpavy s cílem snížení hlučnosti motou a tyto následně měřením ověřit. 2. Součastný stav řešené poblematiky 2.1. Standadní testovací poceduy Aby bylo dosaženo důkladné kontoly bezpečnosti, funkčnosti a kvality všech částí asynchonního motou, musí být navženy jednotlivé testy odpovídajícím způsobem a také vhodně stanovena jejich posloupnost. Základní měření odpoů a indukčností je zajištěno již před těmito automatizovanými testy na testovací stanici. Po veškeé testy, kde dochází k ozběhu motou, je použit fekvenční měnič, a to z důvodu co nejvěnější simulace skutečného povozu. Vzhledem k předpokládanému použití tohoto pohonu ve vysokozdvižných vozících a tedy bateiovému napájení (nízkonapěťové, stejnosměné) je po tento účel navžen jak moto, tak fekvenční měnič, kteý má vstupní silové svoky připojeny ke zdoji stejnosměného poudu s napětím 80V DC. VN test Testovací napětí je učeno na základě jmenovitého napětí testovaného motou (dle ČSN 350010). Postupně jsou povedeny následující VN testy: fáze-kosta, fázeteplotní senzo, kosta-teplotní senzo, kdy se při těchto testech měří velikost unikajícího poudu max. 10mA). - 5 -

Test izolačního odpou je dalším testem, při kteém je testována izolace daného motou. Testovací napětí je 0,5kV DC a naměřeného hodnota izolačního odpou musí být minimálně 20MΩ. WamUp test tento test slouží zejména k zahřátí ložisek, aby jejich pasivní odpo co nejméně ovlivnil další testy. Během tohoto testu je moto oztočen na otáčky 1500 min -1 Test snímače otáček tento test slouží k ověření funkčnosti zpětnovazebního členu, kteý je integován v ložisku. Moto je oztočen na minimální otáčky (cca 15 min -1 ) a je zde ověřena funkčnost obou zpětnovazebních kanálů, kteé jsou testovány po dobu 5 s. Součástí tohoto testu je také test teplotního senzou. Akceleační a NoLoad test tento test slouží k ověření schopnosti motou akceleovat v daném časovém limitu od 0 do 1500 min -1. Při otáčkách 1500 min -1 je poté změřen poud napázdno (při pevně nastaveném napětí napázdno). 3. Cíle páce Cílem páce je vytvoření pacoviště po měření hluku a vibací elektických motoů, kteé by umožňovalo měřit tyto veličiny přímo na výobních linkách. Po splnění tohoto cíle je poto nutné navhnout měřící box s požadovaným útlumem a navhnout pacoviště s nezbytným hadwaovým a softwaovým vybavením. Následně bude ověřena možnost implementace pokočilých testovacích pocedu, kteé by s využitím fekvenční analýzy naměřených výsledků hluku a vibací, dokázaly učit konkétní příčiny poblému motou. Dojde také ke zpřesnění vyhodnocovacích kiteií a přesnější definici hlučného motou nejenom z pohledu nomy EN 60034-9, ale zejména díky zkušenostem koncových zákazníků a jejich konkétních aplikacích. Dosažené výsledky byly pezentovány u SDZ a komisí bylo konstatováno, že komplex poblémů spojených s testováním vybané skupiny motoů je velmi obsáhlý a zasahuje do více vědních oboů. Na dopoučení komise byly cíle páce modifikovány, ve smyslu ozvinutí pouze jednoho z dílčích poblémů. Cíle páce poto byly upřesněny na nalezení a ověření metodiky návhu motou s ohledem na minimalizaci elektomagnetického hluku. Na základě detailního ozbou možných příčin hlučnosti stanovené skupiny asynchonních motoů bude ověřena konstukce jednoho z existujících typů motou s ohledem na podmínky konstukce bezhlučných motoů. Následně bude s použitím jedné z metod po snížení hlučnosti povedena úpava návhu a konstukce motou s cílem minimalizaci elektomagnetického hluku. Metodika návhu bude ověřena měřením a poovnáním standadní a optimalizované vaianty motou. 4. Zvolené metody zpacování 4.1. Konstukce asynchonního takčního motou Na uvedeném obázku č. 1. je zobazen moto, učený k přímé montáži na převodovku, což je dobře patné na konstukci pavého štítu a ozubení na pavé staně hřídele. Tento zobazený moto je typ 112/4-165, tedy osová výška 112mm, 4póly a délka statoového paketu 165mm. - 6 -

Ob. 1 3D pohled na jednotlivé komponenty takčního motou 4.2. Rozbo možných příčin hlučnosti asynchonních motoů Hluk asynchonních motoů bychom mohli definovat jako skupinu nežádoucích zvuků, kteé jsou vyvolány ychlými změnami tlaku vzduchu. Tyto změny tlaku mohou být způsobeny kmitáním povchu motou (nebo jeho částmi) nebo aeodynamickými jevy (tzv. ventilační hluk). Hluk těchto stojů po můžeme ozdělit na tři základní složky hluku, kdy celkový hluk stoje je potom tvořen celkovým účinkem všech tří výše uvedených složek. 4.3. Ventilační hluk Tato složka hluku je výazná především u stojů s vysokým počtem otáček, kdy hlavním zdojem hluku bývá zpavidla samotný ventiláto se svým nejbližším okolím. Chaakte spekta ventilačního hluku může být šiokopásmový (tlakové pulsace vznikající na haně lopatek) nebo i diskétní (překážky před nebo za ventilátoem způsobující neovnoměnost ychlostního pofilu vzdušného toku po celém obvodu kola a peiodické tlakové pulsace). 4.4. Hluk mechanického původu Je způsoben především valivými ložisky a také nevyvážením všech otujících částí stoje. V konstukcích asynchonních takčních motoů se nejčastěji používají valivá ložiska kuličková, kteé mají několik chaakteistických zvukových pojevů. Tyto vycházejí zejména z jejich konstukce, použitých mateiálů, typu a množství plnění tukem maziva, atd. Výsledná hlučnost je značně závislá na ychlosti otace s fekvencí valivých elementů dle [18]: f c 1 ni d m Da.cosα = ( ) (1) 60 2 d m kde: n i oběhová ychlost vnitřního koužku [min -1 ], D půmě valivých elementů (kuliček) [mm], a d m PCD valivých elementů [mm], α kontaktní úhel. - 7 -

Chaakteistické zvukové pojevy: Oběžný hluk (Race noise) tedy zvuk, způsobený valením kuliček po dané kuhové dáze, kteý je základním zvukovým pojevem kuličkových ložisek jedná se o ustálený a tvalý zvuk, jehož závislost na zvyšujících se otáčkách je možno vidět na ob. 2. Ob. 2 Akustický gaf po ložisko 6304 ukazuje fekvence s nejvyšší úovní akustického tlaku a také závislost ychlosti otáčení na Race noise (axiální zátěž 19,6N) [18] Click noise cvakavý zvuk, kteý se ponejvíce vyskytuje u větších ložisek, kteá jsou zatížena adiálně tento zvuk je geneován převážně při nižších ychlostech. Squeal noise jedná se o vzavý kovový zvuk, kteý bývá v někteých případech dosti výazný zvuk železa posouvajícího se po železe. Cage noise jedná se o nízkofekvenční zvuk, kteý vzniká při kontaktu valících se elementů s ložiskovou klecí a ložiskovými pstenci (vnitřním a vnějším). Při nízké a vysoké ychlosti se mění pomě mezi hmotností valivého elementu a odstředivou silou. 4.5. Elektomagnetický hluk Jedná se o nejtypičtější složku hluku elektických točivých stojů, jehož příčinou je kmitání kosty motou nebo jeho částí, způsobených elektomagnetickými silami působících mezi statoem a otoem stoje. Obecný půběh indukce ve vzduchové mezeře mezi statoem a otoem (a také půběh adiálních sil) by se dal vyjádřit podle Maxwella [7]: 2 B ( α, t) p = (2) 2µ 0 kde: p adiální tlak ve vzduchové mezeře [Pa], B( α, t) okamžitá hodnota magnetické indukce ve vzduchové mezeře v místě 1 vzdáleném o obvodový úhel α od vytyčené osy a v čase t [ T, Hm ]. Rovnice tedy vyjadřuje, že v každém místě vzduchové mezey působí adiální síla, kteou je možné vyjádřit na jednotku plochy v soustavě SI. Potože zanedbáváme vliv nasycení železa (předpokládáme jeho pemeabilitu µ FE = ), můžeme do ovnice dosadit B( α, t) = µ 0H ( α, t) [7]: - 8 -

p µ 0 2 = H ( α, t) (3) 2 kde: H ( α, t) okamžitá hodnota intensity magnetického pole v místě α a čase t [ 1 Am ]. Mezi statoem a otoem mohou vznikat adiální časově poměnné síly, kteé mají ůzný počet postoových vln (síly ůzného řádu). Vznikají tedy postupné silové vlny, jejichž obecný tva je [7]: p = A cos( α Ω t) (4) kde: A amplituda působící síly, Ω - úhlový kmitočet síly řádu, libovolné celé číslo 1,2,3. V libovolném místě obvodu je kmitočet časových změn tahu oven f = Ω / 2π. Defomace statoového pstence bude největší, pokud f bude ležet v blízkosti vlastního mechanického kmitočtu statou. Elektomagnetickými příčinami hluku jsou časově poměnlivé adiální síly, kteé jsou způsobeny intefeencí pacovní a vyšších hamonických magnetické indukce ve vzduchové mezeře a vodivostí vzduchové mezey. 4.5.1. Magnetomotoické napětí a) Půchodem poudu statoovými cívkami vzniká magnetomotoické napětí F m, kteé vyvolává magnetické pole stoje. Toto magnetomot. napětí je závislé na uspořádání vinutí. Příklad výpočtu magnetomotoického napětí po třífázové vinutí [7]: F m 3 2 1 ( α, t) = N f I kvv sin[ ( ωt ± (6c ± 1) pα ] (5) π p(6c ± 1) c= 0 kde: N f počet seiových závitů na fázi, α úhel obvodu stoje, vyjádřený v obloukové míře, k činitel vinutí po v-tou hamonickou. vv 4.5.2. Magnetická vodivost vzduchové mezey Jedná se o duhý důležitý fakto ovlivňující adiální síly, kteý ovněž závisí na konstukčním uspořádání stoje. Na velikost mag. vodivosti vzduchové mezey mají vliv: a) vliv dážkování na magnetickou vodivost b) vliv sycení na otevření dážek c) vliv excenticity otou d) vliv vyniklých pólů e) vliv půhybu jha - 9 -

Vliv půhybu jha může být u asynchonních motoů velmi velký a může způsobit silnou defomaci vzduchové mezey. Tato má poté za následek defomaci magnetického pole ve vzduchové mezeře. 4.5.3. Vliv stupňových hamonických na adiální síly Nejvýznamnější hamonické magnetomotoických napětí jsou tzv. stupňové hamonické řádu v = Q1 ± p a µ = Q2 ± p, u bezhlučných stojů poto nemá být [7]: Q Q = 0,1,2... Q Q = 2 p, 2 p ± 1,2 p ± 2,... (6) Kmitočet adiální síly f c vyvolaný stupňovými hamonickými. Stato a oto můžou ozechvět pouze adiální síly nízkého řádu, tedy síly vznikající při splnění podmínek uvedených v (10) a po k=1 v následující ovnici [7] : Q2 f c = f k (1 s) ± 2 (7) p kde: p počet pólových dvojic stoje, s skluz, k celé číslo 1,2,3 4.5.4. Vliv dážkování statou a otou Dážkové hamonické statou a otou mají stejný počet pólů a stejnou ychlost jako příslušné stupňové hamonické, takže dážkové hamonické nepřinášejí nová kitéia po vznik hluku. Nemá-li vznikat hluk, nesmí se řád nejsilnějších složek magnetomotoického napětí statou a otou shodovat s řádem někteé silně vyvinuté hamonické složky vodivosti vzduchové mezey. Nejsilnější hamonické složky magnetomotoického napětí jsou řádu v = Q1 ± p a µ = Q2 ± p, hluk tedy vzniká pokud [7]: Q Q = p, p ± 1, p 2,... (8) ± Vznikají přitom kmity nultého, duhého, čtvtého atd. řádu. V daném místě pod úhlem α můžeme učit kmitočet této síly [7]: Q2 f c = 2 f (1 s) ± 1 (9) p 4.5.5. Vliv defomace vzduchové mezey K defomaci vzduchové mezey dochází vlivem adiálních sil, kteé způsobují peiodickou defomaci jha statou. Mezi statoem a otoem tedy působí ad. síly vybuzené pacovní hamonickou magnetického pole ve vzduchové mezeře řádu p. Tyto síly mohou následně vyvolat defomaci vzduchové mezey, poto po omezení hluku se nemá volit [7]: - 10 -

Q Q = 3p,3p ± 1,3 p 2,... (10) ± 4.5.6. Vliv sycení železa K defomaci půběhu magnetického pole ve vzduchové mezeře dochází také vlivem sycení magnetického obvodu stoje. Jde především o nasycení hlavního magnetického obvodu, ale také o přesycování kčků zubů u polouzavřených nebo uzavřených dážek. Významné složky magnetického tlaku vzniknou, pokud platí [7]: Q Q 1 Q Q 1 2 2 = 2 p = 4 p (11) Po omezení hluku by se tedy neměl volit tento ozdíl dážek. Kmitočet sil vyvolaný hamonickými lze učit dle ovnic (12) a (13), potože stupňová hamonická statou vyvolává v každém místě statou pulzaci pole o napájecím kmitočtu. [7]: Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) p (12) Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) ± 2 p (13) kde f je kmitočet napájecí sítě a Q 2 je počet otoových dážek. Dle těchto ovnic tedy vzniká šest kmitočtů budících sil. Po hluk při ozběhu stoje, kdy se mění otoový kmitočet, bude kmitočet budících sil záviset na skluzu a lze jej vyjádřit vztahem [7]: f c Q1 Q2 = f ( ± (1 s) 2 p 2 p (14) 4.5.7. Vliv excenticity vzduchové mezey Do půběhu magnetické vodivosti vzduchové mezey je nutno zahnout i vliv excentického uložení otou. Pokud jde o statickou excenticitu (vyosení nalisovaného otou), pak tyto hamonické kmitají úhlovou ychlostí ω a nemohou přímo způsobovat hluk. Může ovšem nastat případ, že se při intefeenci jiných hamonických, vyskytne jiná hamonická stejného řádu avšak jiného kmitočtu, což způsobuje kmity nultého řádu ( = 0). Pokud chceme eliminovat tyto hamonické, nemělo by platit [7]: ( ± Q ± p) ( Q ± p) = p 1 (15) S ohledem na tyto kmity je nutné velmi pečlivě středit a vyvažovat stoje, kde [7]: Q Q 1 1 2 Q Q 2 = 3p ± 1 = p ± 1 (16) Zvlášť pečlivé musí být zejména naklínování otou na hřídel, kde mohou při excentickém naklínování vznikat jednostanně otující síly, kteé způsobují silný hluk. - 11 -

4.5.8. Vliv uspořádání vinutí s několika paalelními větvemi Po stoje s vinutím s několika paalelními větvemi se vždy klade důaz na elektickou i magnetickou symetii jednotlivých větví, přesto se při výobě vyskytne vždy nějaká nesymetie, kteá může mít za následek neovnoměné ozložení poudu a tím následně i vznik vyšších hamonických magnetomotoických napětí. Maximální počet paalelních větví [7]: a = max 2 p. (17) Vinutí je možné povést s počtem paalelních větví a = m, kde m je libovolný dělitel čísla 2 p. Po vinutí se dvěmi paalelními větvemi s plným kokem by nemělo platit [7]: Q k Q = 2 p,2 2... (18) 1 2 ± 4.5.9. Vliv tangenciálních sil Mezi statoem a otoem působí tangenciální síla, kteou lze vyjádřit tangenciálním tlakem na jednotku plochy. Celková tangenciální síla na jednotku axiální délky stoje (N) se ovná momentu na jednotkovém poloměu při téže délce stoje (Nm). Nemají-li vznikat časově poměnlivé tangenciální síly, nesmí platit [7]: Q ± p = Q ± Q 1 1 = Q 2 2 p (19) Ke vzniku tangenciální síly může také významným způsobem přispět inteakce s příslušnou pacovní hamonickou lineání poudové hustoty řádu p, kteá je na statou a otou nejvýaznější. Tyto tangenciální síly a tudíž i časově poměnlivé momenty mohou vznikat, pokud platí ovnice [7]: Q Q 2 p (20) = 4.5.10. Vliv společného účinku adiálních a tangenciálních sil Účinky adiálních a tangenciálních sil se sčítají, je-li výsledná síla způsobena inteakcí statoové hamonické řádu v a otoové hamonické řádu µ zejména platí-li [7]: v = µ 1 (21) V opačném případě ( v = µ + 1) se účinky těchto sil odečítají, takže tento případ není po vznik hluku tak nebezpečný. Další podmínka, kteá by po omezení vzniku hluku neměla platit je [7]: Q Q = 2 p 1 (22) 4.5.11. Zvýšení hluku při ozběhu I při splnění všech doposud uvedených podmínek po omezení vzniku hluku může docházet při ozběhu k výaznému zvýšení hluku. Asynchonní moto odebíá skoo po celou - 12 -

dobu ozběhu statoový poud, kteý je několikanásobkem jmenovitého poudu ( I z = 5 8In ) a tím jsou zesíleny silové účinky všech vyšších hamonických magnetomot. napětí. Dále se při ozběhu mění otáčky a tudíž i skluz. Na skluzu stoje jsou závislé kmitočty hlavních budících sil od stupňových hamonických, kteé se tedy při ozběhu mění a mohou ozechvívat stato pávě v jeho vlastních mechanických kmitočtech, kdy se vlivem ezonance zesiluje hluk. Kmitočty hlavních budících sil od stupňových hamonických jsou [7]: f c Q2 = f K 1 2 ( s) 4.5.12. Vliv nehamonického napájení Zdojem nehamonického napětí jsou polovodičové měniče kmitočtu. Půběh neham. napětí se obvykle liší od ideální sinusovky a obsahuje vyšší počet vyšších hamonických. Toto nehamonické napájení se pojeví v půběhu magnetomotoických napětí zvýšeným obsahem tzv. časových hamonických. Při napájení třífázového asynchonního motou nehamonickým napětím o základním pacovním kmitočtu f vzniknou budící síly na kmitočtech [7]: (23) f v = 6Kf (24) kde K je libovolné celé číslo. Například je-li základní kmitočet 50Hz, pak vznikají adiální síly o kmitočtech f v = 300, 600, 900,..Hz. 4.5.13. Rezonanční vlivy statou Magnetické příčiny hluku mohou záviset nejen na počtu dážek statou a otou, ale také na ozměech stoje. Vliv velikosti stoje na vznik hluku sledoval Jodan [9], kteý vyšel z poznatku, že síla zvuku na povchu stoje závisí na množství vyzářené zvukové enegie J, vztažené na jednotku plochy povchu. Rezonanční kmitočet statoového pstence f 0 (Hz) učíme po = 0 podle vztahu [9]: kde: f 0 = q 2 8, 4.10 j R q + q s j z R s střední polomě jha (m), q j, q z hmotnost jha a zubů (m), (25) 5. Hlavní výsledky páce 5.1. Návh a konstukce pacoviště po měření hluku a vibací Abychom byli schopni měřit velikost vibací, muselo být nejdříve navženo a vytvořeno pacoviště, kteé by komě pohonu umožňovalo i bezpečné uložení testovaného motou, a dále navžena měřicí apaatua, schopná zajistit požadované měření a přenos naměřených hodnot do počítače. Testovací pocedua naším úkolem bylo zjistit hodnotu vibací zkoušeného motou při otáčkách 3000 min -1 a 4000 min -1, a to na dvou měřicích bodech viz ob. 3. - 13 -

Ob. 3 Zapojení signálního vedení testovací stanice a) softwae MotoTest nastavení měniče po požadované otáčky 3000 min -1 a 4000 min -1 Ob. 4 Měřicí body Ob. 5 Připevnění akceleometu b) softwae Test Execution měření a vyhodnocování výsledků velikosti vibací a hluku. Výsledky měření a vyhodnocení naměřených dat vibací Každé měření obsahuje gaf fekvenčního spekta 0-10kHz naměřeného zychlení a výpočítáme efektivní hodnotu velikosti vibací oveall vibation velocity level [20]: kde: 2 2 x max + xmin X ms = (26) 2 x maximální efektivní hodnota ychlosti, výchylky nebo zychlení. max x minimální efektivní hodnota ychlosti, výchylky nebo zychlení. max Ob. 6 Naměřené fekvenční spektum s výpočtem efektivní hodnoty ychlosti vibací v mm/s - 14 -

Vyhodnocení, zda byl daný test úspěšný či nikoliv, je povedeno kalkulací efektivní hodnoty velikosti vibací (mm/s) poovnána s kitéii uvedenými v nomě ČSN EN 60034 14. Pacoviště po měření hluku Konstukce testovací pacoviště byla v tomto případě ztížena nutností zkonstuovat také měřící box, kteý by zajistil potřebný útlum. Nákes návhu pacoviště je uveden na ob. 7. Ob. 7 Základní schéma pacoviště po měření hluku Pacoviště bylo doplněno sluchátky, kteá mohou pomoci zejména při počátcích testování tedy kdy nejsou testovací limity (zejména ty intení) zcela přesně definovány. Bylo taky nutné zjistit úoveň hlučnosti pozadí, což je důležité po stanovení potřebného odstupu mezi naměřenou hodnotou hluku na pozadí a mezi předpokládanou úovní hlučnosti testovaného objektu. Předpokládaná hodnota akustického tlaku L PA po daný moto o výkonu 3kW je 60dB. Naměřená hodnota hluku L PA pozadí byla 80dB. Po dosažení objektivního měření je nutné dodžet odstup měřeného objektu min.10db od hluku pozadí. V tomto případě je tedy nutné navhnout zvukotěsný měřicí box s minimálním útlumem 30dB. Měřicí box Měřicí pacoviště je také tvořeno měřicím boxem, jehož konstukce je závislá na velikosti potřebného útlumu po dosažení útlumu nad 30dB bude nutná sendvičová konstukce s minimální tloušťkou bočních stěn 100mm. Po vyobení zvukotěsného akustického boxu bylo nutné ověřit jeho útlum, a to měřením uvnitř a vně boxu. Tímto měřením ověříme nejenom celkový požadovaný útlum, ale i schopnost boxu na jednotlivých fekvencích. Ob. 8 Zvukotěsný box ob. 9 Konstukce stěn zvukotěsného boxu Umístění mikofonu aby bylo dosaženo poovnatelnosti naměřených výsledků, bylo nutné dodžet spávnou oientaci mikofonu vzhledem k měřenému objektu, zejména pak jeho vzdálenost (v našem případě 200mm). - 15 -

Pa ms Ob. 10 Fekvenční spektum uvnitř a vně měřícího boxu 5.2. Měření hlučnosti a ozbo výsledků 5.2.1. Vyhodnocení naměřených hodnot jako příklad použijeme měření čtyř motoů stejného typu AKM43E. Dva z těchto motoů byly váceny zákazníkem, kteý tyto motoy analyzoval ve své aplikaci a jeden z nich vyhodnotil jako hlučný (označení motou 225 3) a duhý byl vyhodnocen jako dobý (označení motou 227 3). Tab.1 Naměřené hodnoty akustického tlaku Ob. 11 1/3 Oktávy po čtyři měřené motoy L PA (baevně znázoněny efeenční motoy) Označení motou Naměřená hodnota akustického tlaku L PA [db] 227-3 61,16 225-3 77,92 230-3 68,79 276-3 65,63-16 -

a) Vyhodnocení dle nomy EN 60034-9 - Zde je nutný přepočet naměřených hodnot akustického tlaku na akustický výkon. Maximální hodnota akustického výkonu L po tento typ motou (dle EN 60034 9) je 81dB. WA Tab. 2 Vyhodnocení dle EN60034-9 Označení motou Naměřená hodnota akustického Vypočtená hodnota L WA dle tlaku L PA [db] (28) v [db] 227-3 61,16 64,26 225-3 77,92 81,02 230-3 68,79 71,89 276-3 65,63 68,73 b) Stanovení vlastních limitů hodnoty akustického tlaku L PA většinou přísnější kiteia stanovená po dohodě se zákazníkem c) Pomocné vyhodnocení pomocí přídavných sluchátek použitelné pouze v případě vyhodnocení zkušeným a dobře poškoleným opeátoem. d) Vytvoření limitů pouze po specifické fekvence (ty s největším odstupem naměřených hodnot dobého a hlučného motou). Po větší jistotu a potvzení naměřených údajů bylo měření těchto stejných motoů zopakováno v akustické komoře mateřského podniku v Radfodu USA Tab.3 Naměřené hodnoty akustického tlaku L PA (baevně znázoněny efeenční motoy) Označení Naměřená hodnota akustic. Naměřená hodnota akustického motou tlaku L PA [db] v Bně tlaku L PA [db] v Radfodu 227-3 61,16 56,9 225-3 77,92 73,3 230-3 68,79 63,9 276-3 65,63 61,4 Naměřené hodnoty akustického tlaku L PA v Radfodské akustické komoře jsou o 4,2 až 4,9 db nižší, což značí velmi poovnatelné měření v obou místech (Bno a Radfod), kdy naměřená odchylka je stabilní při ůzných úovních naměřených hodnot akustického tlaku L PA. Toto je způsobeno nižší hladinou hlučnosti pozadí v akustické komoře v Radfodu. Dále bylo ve fekvenčním spektu 1/3 oktávy nalezeno místo s největším odstupem naměřených hodnot dobého (227-3) a hlučného (225-3) motou ob. č. 11, toto místo s odstupem naměřených hodnot akustického tlaku L PA = 28dB bylo nalezeno na fekvenci f=2khz, což bylo pavděpodobně způsobeno ozdílným stavem ložisek měřených motoů. Tab. 4 Naměřené hodnoty akustického tlaku LPA na fekvenci 2kHz (baevně znázoněny efeenční motoy) Naměřená hodnota akustic. Naměřená hodnota akustického Označení motou tlaku L PA [db] v Bně tlaku L PA [db] v Radfodu 227-3 44,2 41,9 225-3 73,1 69,9 230-3 61,4 58,7 276-3 55,1 52,5-17 -

5.2.2. Ověření použitelnosti ozbou fekvenčního spekta V paxi se při výobě jediného typu motou setkáváme s několika modifikacemi tohoto motou ať už jde o použití jiných typů zpětnovazebních snímačů, bzd či zesílených ložisek. Každá z těchto vaiant může vnést další vlivy do testování hluku a ozbou jednotlivých fekvencí. Velikost těchto vlivů názoně dokládá následující test, kdy byl jeden typ moto postupně vybaven identickým typem ložiska, ovšem od tří ůzných výobců: SPL at 2kHz [dba] 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 Pee beaings 1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 sample No. Pee measued values limit Ob. 12 Naměřená hodnota akustického tlaku po ložiska 6003 Pee SPL at 2kHz [dba] SPL at 2kHz [dba] 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 NTN beaings 1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 sample No. NTN measued values limit Ob. 13 Naměřená hodnota akustického tlaku po ložiska NTN 60,0 50,0 40,0 30,0 20,0 10,0 0,0 LMS beaings 1 4 7 10 13 16 19 22 25 28 31 34 sample No. LMS measued values limit Ob. 14 Naměřená hodnota akustického tlaku po ložiska LMS Jak ukazují obázky 12 14, bylo změřeno a vyhodnoceno 100 motoů stejného typu se stejným typem ložiska vždy 33 kusů s ložisky od jednoho výobce. Výsledky těchto měření poukázaly na značné odlišnosti, kteé byly způsobeny jen ozdílným výobcem ložisek. - 18 -

5.3. Ověření konstukce motou Ověření konstukčního uspořádání na existujícím typu motou TSP 112/4 Paamety motou TSP 112/4: Vinutí - 2paalelní větve zapojené do tojúhelníka 2 p 2p = 4 Q 1 = 36 P = 1,5kW Q 2 = 28 Q Q 8 Q Q = 2 p 4. = + Podmínka vlivu stupňových hamonických (6) Q Q = 2 p,2 p ± 1,2 p 2... VYHOVUJE. ± Podmínka vlivu dážkování statou a otou (8) Q 1 Q 2 = p ; Q 1 Q2 = p, p ± 1, p ± 2... VYHOVUJE. Podmínka vlivu defomace vzduchové mezey (10) Q Q = 3p,3p ± 1,3 p 2,... NEVYHOVUJE podmínce ± Q Q = 3p 2. + Podmínka vlivu sycení železa (11) Q Q 2 p ; Q Q 4 p NEVYHOVUJE podmínce = Q Q 4 p. = = Podmínka vlivu exenticity vzduchové mezey (15, 16) Q ± p) ( Q ± p) = p 1 VYHOVUJE. ( ± Q Q = 3p 1 VYHOVUJE. ± Q Q = p 1 VYHOVUJE. ± Podmínka vlivu uspořádání s několika paalelními větvemi (17) Q k Q = 2 p,2 2... VYHOVUJE. 1 2 ± Podmínka vlivu tangenciálních sil (19, 20) Q 1 ± p = Q2 ± p VYHOVUJE. Q = VYHOVUJE. 1 Q 2 Q Q 2 p VYHOVUJE. = Podmínka vlivu společného účinku adiálních a tangenciálních sil (21) Q Q = 2 p 1 VYHOVUJE. Ověření kitických fekvencí na existujícím typu motou TSP 112/4 Kmitočet adiální síly vyvolané stupňovými hamonickými (7): Q2 28 f c = fk (1 s) = 50K (1 0) = 700,1400,2100... Hz p 2 Kmitočet síly vyvolané dážkováním statou a otou (9): Q2 28 f c = 2 f (1 s) ± 1 = 100 1 1 = 1300, 1500Hz p ± 2-19 -

Kmitočet sil vyvolaných stupňovými hamonickými (12, 13): Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) = 550, 850Hz p Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) ± 2 = 750, 950Hz p Kmitočet budících sil při ozběhu stoje (23): Q1 Q2 f c = f ( ± (1 s) = 800Hz 2 p 2 p Závě: ověřovaný asynchonní moto TSP 112/4 vyhověl téměř všem požadavkům po zajištění co možná nejméně hlučného návhu elektomotou. Nevyhověl pouze jedné z pěti podmínek defomace vzduchové mezey Q Q = 3p 2 a jedné ze dvou podmínek vlivu sycení železa Q Q 4 p. = + 5.4. Možnosti snížení hluku asynchonních motoů Na hlučnost motou mají ozhodující vliv ezonanční fekvence statou. Statoové jho musí být dostatečně tuhé a pevně uchycené ve statoové kostře, vhodně musí být volen počet dážek. Hluk lze také snížit např. zvětšením vzduchové mezey nebo menším magnetickým nasycením stoje, což ale vede ke zhošování vlastností daného stoje. Osvědčenou metodou, kteá málo ovlivňuje vlastnosti stoje, je zešikmení dážek, kde například při zešikmení o jednu statoovou dážku (C=1) dojde k zamezení adiálních kmitů a příčné kmity nabývají asi 75% své maximální hodnoty. Další možností jak dosáhnout snížení hlučnosti potlačením vyšších hamonických magnetické indukce ve vzduchové mezeře, je odstupňování vzduchové mezey pod jednotlivými zuby statou. Toho lze dosáhnout ozboem magnetomotoického napětí statoového vinutí, čehož lze dosáhnout pomocí Gögesova diagamu. Aplikace Gögesova diagamu na motou TSP 112/4 paamety vinutí: 2p = 4, q = 3, Q = 36 Ob. 15 Vinutí motou TSP112/4-20 -

Po jednovstvé vinutí se volí poudový obsah dážky oven jedné staně tojúhelníkové sítě. Okamžitou hodnotu fázou magnetomotoického napětí F m ( ) t nad dážkou vyjádříme sečtením fázoů poudových obsahů dážek s přihlédnutím na příslušnost poudů k jednotlivým fázím [7]: F = SR cos( ω t + ϕ ) (27) m( ) t kde: SR papsek vedený ze středu S Gögesova diagamu ke koncovému bodu R fázou poudového obsahu dážky. Ob. 16 Výkes statoové laminace motou TSP112/4 Půběh magnetomotoických napětí ve vzduchové mezeře je naznačen na ob. 17. Rozdíl modulů jednotlivých papsků SR udává kolísání amplitudy magnetomotoických napětí pod jednotlivými dážkami, což naznačuje vyznačený stupňovitý půběh magnetomotoických napětí ve vzduchové mezeře. Po potlačení těchto stupňových hamonických se může použít dvouvstvé vinutí s velkým počtem dážek na pól a fázi a se zkáceným kokem, jejichž Gögesův diagam se blíží kužnici. Z technologických a ekonomických důvodů jsou ale výhodnější statoy s minimálním počtem dážek a bez zkáceného koku a se stojním navíjením. Půběh magnetické indukce ve vzduchové mezeře můžeme vyjádřit [7]: B SR cos( ωt + ϕ ) (28) δ (, t) V ideálním případě by tedy měl být výsledný diagam kužnicí, musí tedy být půběh magnetické indukce sinusový, což znamená [7]: SR δ = konst. (29) - 21 -

Aby byla splněna tato podmínka, musí být vzduchová mezea δ nad každým zubem jiná, potože papsek SR učuje okamžitou hodnotu magnetomotoického napětí nad dážkovou oztečí. Musí tedy platit [7]: δ δ max min ( SR ) = ( SR ) max min (30) Po vinutí TSP 112/4 tedy platí (30): δ δ max min = 3 = 1,154 3sin 60 Ob. 17 Aplikace Gögesova diagamu po moto TSP112/4 Po vyloučení stupňových hamonických je tedy nutné u tohoto vinutí zvětšit vzduchovou mezeu nad mezifázovými zuby o 15%. Vlivem tohoto zvětšení vzduchové mezey dojde sice k malému poklesu pacovní hamonické, ale vymizí veškeé stupňové hamonické nízkých řádů. Aby však nedocházelo k poklesu pacovní hamonické, dopoučuje se zvětšit vzduchovou mezeu pod mezifázovými zuby maximálně o 10%. Aby bylo dosaženo co největší eliminace stupňových hamonických nízkých řádů a přitom k co nejmenšímu poklesu pacovní hamonické, bylo po moto TSP 112/4 navženo zvětšení vzduchové mezey pod mezifázovými zuby o 12%. Ob. 18 Návh zkácení mezifázového zubu po TSP112/4-22 -

5.5. Výsledky expeimentů ke snížení hluku u motou TSP 112/4 5.5.1. Technická přípava Nejpve bylo nutno upavit stávající výkes po standadní povedení motou TSP112/4 a dle takto připaveného výkesu nechat vyobit pototyp statoového paketu. Délka statoového paketu byla zvolena na 90mm se standadním vinutím (dle ob. 15) s 10ti závity. Vyobený pototyp statoového paketu byl následně navinut s použitím veškeých mateiálů (dážková izolace, měděný dát, impegnační lak ) jako po standadní stato TSP112/4. Ob. 19 Pohled na vyobený vzoek stat.paketu Ob. 20 Pohled na pototyp statou 5.5.2. Poovnání standadní a optimalizované vaianty motou Měření pobíhala v laboatoři a s přístojovým vybavením fimy Kollmogen, s..o. Uchycení motou a pohled na měřicí pacoviště (ukotvení mikofonu vpavo dole) je znázoněno na ob. 21. Po zajištění stejných podmínek pobíhala všechna měření při teplotě vinutí motoů ~100 C. Po jednodušší identifikaci obou zkoušených motoů budou nadále motoy označovány jako "01" a "02": 01 ~ Standadní moto TSP112/4 (15,6mΩ, 130µH) 02 ~ Optimalizovaný moto TSP112/4 (15,8mΩ, 122µH) Ob. 21 Měřicí pacoviště s motoem TSP112/4 na dynamometu - 23 -

Standadní a optimalizované TSP 112/4 hamonicky napájené napázdno (1500 min -1 ): Při tomto měření byly oba zkoušené motoy napájeny z napěťově egulovatelného zdoje (booste) při fekvenci 50Hz a nastaveném napětí 30V. Ob. 22 Fekvenční spektum po standadní a optimalizované TSP112/4 bez zatížení Gaf fekvenčního spekta na ob. 22 ukazuje ozdíl v naměřeném akustickém tlaku na fekvencích 800 1800Hz. Rozdíl potvzuje i celková "oveall" hodnota akustického tlaku LpA [db], kde je ozdíl mezi zkoušenými motoy 3,11dB viz tab. 5. Tab. 5 Standadní a optimalizované TSP112/4 při no-load testu Podmínky zkoušky No-load Moto Naměřená hodnota akustického tlaku LpA [db] LpA [db] 01 63,34-3,11 02 60,23 Standadní a optimalizované TSP 112/4 hamon. napájené; 30Nm, 50Hz (1500 min -1 ): Zde byly opět oba zkoušené motoy napájeny z napěťově egulovatelného zdoje (booste) při fekvenci 50Hz a nastaveném napětí 30V, ovšem nyní při zátěži 30Nm. Ob. 23 Fekvenční spektum po standadní a optimalizované TSP112/4 hamonické nap.; 30Nm - 24 -

Nevýaznější ozdíl mezi standadní a optimalizovanou vaiantou je vidět na fekvenci ~ 1125Hz, což poukazuje na duhou hamonickou kmitočtu sil vyvolaných stupňovými hamonickými. Tyto síly byly optimalizací výazně potlačeny. Optimalizace motou ovšem způsobila i pokles pacovní hamonické, výkon optimalizovaného motou klesl o 1,2%. Tab. 6 Standadní a optimalizované TSP112/4, souhn naměřených dat při 30Nm, 50Hz Podmínky Naměřená hodnota zkoušky Moto Výkon P out (W) P out (%) akustického tlaku LpA [db] LpA [db] 01 4446,0 64,05 30Nm, 50Hz -1,2-3,22 02 4391,7 60,83 Kmitočet sil vyvolaných stupňovými hamonickými (12, 13): Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) = 550, 850Hz p Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) ± 2 = 750, 950Hz p Standadní a optimalizované TSP 112/4 nehamonicky napájené, 47Nm, 900 min -1 : Po další nehamonicky napájené zkoušky byl použit fekvenční měnič Supe Dive ACS 8020-440C s PWM fekvencí 8kHz, kteý byl napájen přímo do meziobvodu usměněným napětím 80V DC. Zátěž dynamometu byla u této zkoušky nastavena na 47Nm (v momentová vazbě) při nastavených otáčkách zkoušených motoů 900 min -1 (v otáčkové vazbě). Tab. 7 Standadní a optimalizované TSP112/4, souhn naměřených dat při 47Nm, 900 min -1 p Podmínky Naměřená hodnota zkoušky Moto Výkon P out (W) P out akustického tlaku LpA [db] LpA [db] 01 4484,6 66,22 47Nm, 900pm -4,0-5,48 02 4306,7 60,74 Ob. 24 Fekvenční spektum po standadní a optimalizované TSP112/4 nehamonicky nap., 47Nm 900 min -1 Při tomto testu se nejvýazněji pojevil ozdíl mezi standadní a optimalizovanou vaiantou na fekvenci ~ 900Hz. což je společná kitická fekvence sil vyvolaných dážkováním statou a otou a pátá hamonická budících sil způsobených nehamonickým napájením. Pokles výkonu u optimalizovaného motou o již výaznější 4%. Kmitočet síly vyvolané dážkováním statou a otou (9): Q2 28 f c = 2 f (1 s) ± 1 = 60 1 1 = 780, 900Hz p ± 2-25 -

Kmitočet budících sil při nehamonickém napájení při kmitočtu f =30Hz (24): f v = 6Kf = 180, 360, 540, 720, 900..Hz Standadní a optimalizované TSP 112/4 nehamonicky napájené, 45Nm, 1500 min -1 : Zde se nevýazněji pojevil ozdíl mezi standadní a optimalizovanou vaiantou na fekvenci ~ 1150Hz, což je blízko společnému působení kitické fekvence sil vyvolaných stupňovými hamonickými a čtvtá hamonická sil způsobených nehamonickým napájením. Tab. 8 Standadní a optimalizované TSP112/4, souhn naměřených dat po 45Nm, 1500 min -1 Podmínky Naměřená hodnota akustického zkoušky Moto Výkon P out (W) P out tlaku LpA [db] LpA [db] 01 7017,6 70,25 45Nm, 1500pm -2,9-5,76 02 6816,1 64,49 Kmitočet sil vyvolaných stupňovými hamonickými a nehamonickým nap. (12, 24): Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) = 550, 850Hz p f = 300, 600, 900, 1200..Hz v Standadní a optimalizované TSP 112/4 nehamonicky napájené, 35Nm, 2100 min -1 : Rozdíl mezi standadní a optimalizovanou vaiantou nejvýaznější na fekvenci ~ 1625Hz, tedy v blízkosti působení čtvté hamonické budících sil způsobených nehamonickým napájením. Při této zkoušce měl optimalizovaný moto celkovou "oveall" hodnotu akustického tlaku LpA [db] nejvýazněji nižší, a to o 11,87dB, kdy výkon poklesl o 4,7%. Tab. 9 Standadní a optimalizované TSP112/4, souhn naměřených dat po 35Nm, 2100 min -1 Podmínky Naměřená hodnota zkoušky Moto Výkon P out (W) P out akustického tlaku LpA [db] LpA [db] 01 7757,9 76,99 35Nm, 2100pm -4,7-11,87 02 7391,8 65,12 Budící síly způsobené nehamonickým napájením nám při základním kmitočtu 70Hz (24): f = 420, 840, 1260, 1680..Hz v Standadní a optimalizované TSP 112/4 hamonicky napájené, 10Nm, 3000 min -1 : Při tomto testu se nevýazněji pojevil ozdíl mezi standadní a optimalizovanou vaiantou na fekvenci ~ 2300Hz, což je blízko společnému působení duhé hamonické fekvence sil vyvolaných stupňovými hamonickými a čtvté hamonické budících sil způsobených nehamonickým napájením. Pokles výkonu u optimalizovaného motou o 4,2%. Tab. 10 Standadní a optimalizované TSP112/4, souhn naměřených dat po 10Nm, 3000 min -1 Podmínky Naměřená hodnota zkoušky Moto Výkon P out (W) P out akustického tlaku LpA [db] LpA [db] 01 3003,1 71,94 10Nm, 3000pm -4,2-6,95 02 2875,5 64,99 Kmitočet sil vyvolaných stupňovými hamonickými (12): Q2 f c = f ( ± 3)(1 s) = 1100, 1700Hz p Budící síly způsobené nehamonic. napájením nám při základním kmitočtu 100Hz (24): f = 600, 1200, 1800, 2400..Hz v - 26 -

6. Závě V pvní části páce bylo ukázáno použití základních metod měření (kapitola 2. 1.) asynchonních motoů, což umožňuje vytvoření dobého obazu o aktuálním stavu motou. Po hlubší analýzu a pedikci stavu, je ale nutné použití někteých ze speciálních měřicích technik (kapitoly 5.1 a 5.2) a povést detailnější ozbo výsledků. Aplikace těchto měřících a vyhodnocovacích technik je dobře ukázána na použitém příkladu hlučného efeenčního motou, kde hodnota akustického výkonu L WA pouze o dvě setiny překačovala povolenou honí hanici toleance dle EN 60034 9, což mohlo vést k tomu, že obdobně hlučný moto by byl při použití pouze těchto limitů dle EN 60034 9 označen jako vyhovující. Detailnější ozbo naměřených hodnot akustického tlaku ukázal kitickou fekvenci tohoto typu motou (2kHz), kde se nejvíce pojeví ozdíl mezi dobým a hlučným motoem (28dB). Poto se v tomto případě jeví jako více vhodné použití vyhodnocovacích kitéií na této specifické fekvenci, namísto vyhodnocení pouze dle EN 60034 9. Bylo vytvořeno pacoviště po měření vibací a hluku motoů, kteé díky měřícímu boxu s útlumem až 30dB mohlo být implementováno přímo ve výobní hale do výobní linky. Následně byly implementovány i pokočilé testovací poceduy na fekvenční analýzu výsledků měření hluku a vibací s cílem zpřesnit vyhodnocovací kiteia (kapitoly 5. 1. a 5. 2.). Pomocí statistických vyhodnocení předešlých měření a ve spolupáci se zákazníky jsou vyhodnocovací kitéia dále upavována na základě potřeb v konkétních aplikacích. Následně po detailním ozbou příčin hluku asynchonních motoů byla povedena paktická kontola návhu motou s ohledem na podmínky konstukce bezhlučných motoů a následně byla povedena úpava konstukce existujícího typu motou s cílem eliminace vzniku hluku při povozu stoje. Takto konstukčně upavený moto byl sestojen a měřením poovnán se standadním neoptimalizovaným povedením. Výsledky ukazují, že má smysl zabývat se optimalizací konstukce asynchonních motoů z pohledu hlučnosti, kdy ozdíl mezi optimalizovanou a standadní vaiantou byl až 11,87dB při nehamonickém napájení. Rozdíl 11,87dB je až nečekaně výazný ozdíl, kteý ale mohl být zkeslen např. nastavením fekvenčního měniče (použité paamety měniče byly stejné, ovšem paamety motoů se vlivem optimalizace tochu lišily kapitola 5.5.2) nebo také kvalitou mechanického upevnění. Pokles hlučnosti optimalizované vaianty motou byl ovšem vykoupen poklesem výkonu až o 4,7%, tedy není vhodná po aplikace vyžadující maximální výkony. 7. Přínosy disetační páce Poblematika měření hluku elektických stojů je stále aktuálnějším tématem. V dnešní době již není jednoduché neustále vylepšovat konstukci asynchonních motoů (když pominu snahy o použití co možná nejlevnějších komponent), potože jejich konstukce je již natolik popacovaná a využití všech mateiálů je velmi efektivní. Přijít poto na th "s něčím novým", odlišit se od konkuence je stále obtížnější. Jednou z těchto možností je zaměřit se na hlučnost motoů, kteá je po stále se zvětšující skupinu zákazníků velmi důležitým paametem. Hlavní teoetické přínosy disetační páce je možno shnout do následujících bodů: ověření možnosti implementace pokočilých testovacích pocedu s využitím fekvenční analýzy výsledků měření hluku a vibací včetně možnosti zpřesnění vyhodnocovacích kiteií a učení konkétní příčiny poblému v motou. nalezení a ověření metodiky návhu stanovené skupiny asynchonních motoů s ohledem na minimalizaci elektomagnetického hluku, spočívající v úpavě geometie mezifázového zubu statoového paketu. - 27 -

Přínosy disetační páce po technickou paxi byly ověřeny ve spolupáci s extení společností Kollmogen, s.. o., spočívají v oblasti bezdemontážní diagnostiky a optimalizace návhu asynchonních motoů a je možno je shnout do následujících bodů: úspěšná implementace výše uvedených pokočilých testovacích pocedu po měření vibací a hluku, kteá vyústila v oiginální zákaznická řešení v konkétních aplikacích. metodika měření hlučnosti motoů přímo ve výobních linkách včetně úskalí při vyhodnocování výsledků při maloséiové až kusové výobě. ověření možnosti optimalizace konstukce výobního potfolia asynchonních motoů s ohledem na zajištění co možná nejmenší hlučnosti. V oblasti pedagogické pak výsledky páce představují přínos využitelný ve všech stupních studia konstukčních studijních oboů vysokých škol technického zaměření, především pak v možnostech implementace nových metod bezdemontážní diagnostiky a snižování ekologické zátěže stojních zařízení. 8. Liteatua [1] ARBAUER, J., aj..: Izolanty a izolácie, ALFA, Batislava, 1969 [2] BARTÁK, A., MRAVINÁČ, L., NEUMANN, J., VAŘÁK, J.: Diagnostika pouch izolací elektických stojů, 1984, ISBN 04-523-84 [3] BAŠTEK, M.: Vplyv nehamonického napájania na hluk asynchonního motoa v stave napázdno. Kandidátská disetační páce VŠDS Žilina 1979 [4] BERG, S.: EVS Final Teste documentation, 2003, Danahe Motion (Kollmogen) Sweden [5] BOLDEA, I., NASAR SYED, A.: The induction machine handbook, CRC Pess, Boca Raton, Floida, 2002, ISBN 0-8493-0004-5 [6] GJAERDE, A. C.: Multifacto Ageing Models Oigin and Similaities, IEEE Electical Insulation Magazine, Vol.13, No.1, 1997 [7] HAMATA, V.: Hluk elektických stojů, ACADEMIA, Paha, 1987 [8] JALAHALLIWEST:http://www.kv1jalahalli.og/tutoials/vault/3_Pulse_modulation.ppt,, Jalahalli West Univesity Bengaluy India, 2010 [9] JORDAN, H.: De geäuschame Elektomoto, Goadet, Essen. 1950 [10] KOUTSKÝ, J.: Degadační pocesy a pedikce životnosti, ZČU, FST, Plzeň, 1995, ISBN 80-7082-177-9 [11] KUHL, W.: Messungen zu den Theoien de Eigenschwingungen von Keisingen baliebige Wandstäke. Akust. Zeitschift /78, 1942 [12] LǺFTMAN, L.: The Contibution to Noise fom Magnetostiction and PWM Invente in a Induction machine, IEA, LUND, Sweden, 1995 [13] LǺFTMAN, L.: Acoustical Noise Geneating Factos in PWM Induction Moto Dives, IEA, LUND, Sweden, 1991 [14] MAZZANTI, G., MONTANARI, G. C., DISSADO, L. A.: Electical Aging and Life Models The Role of Space Chage, In: IEEE Tansaction on Dielectics and Electical Insulation., 2005, ISSN 1070 9878, Vol. 12, No.5-28 -

[15] MĚŘIČKA, J., HAMATA, V., VOŽENÍLEK, P.: Elektické stoje, ČVUT, 1993, ISBN 80-01-01020-1 [16] PAJAK, M.: SKF sensobeaings, 2007, SKF GmbH [17] RYNDOVÁ, A., DOLOŽÍLEK, M., VAŇKOVÁ, M.: Hodnoty hladin akustického tlaku od jednotlivých component tubosoustojí v 1m od měřící plochy: Potokol č.244 VUT v Bně, 2006 [18] TATSUNOBU MOMONO, BANDA NODA: Sound and Vibation in Rolling Beaings, 1999, Motion & Contol NSK Technical Jounal 1999 [19] VAŇKOVÁ, M., DOLOŽÍLEK, M., NOVÁK, J., RYNDOVÁ, A., HOUŠKA, A., MACUR, M., ČURDA, Z.: Hluk, vibace a ionizující záření I, 1995, ISBN 80-214- 0695-X [20] VAŇKOVÁ, M., DOLOŽÍLEK, M., NOVÁK, J., RYNDOVÁ, A., VÁLA, K., VOZŇÁK, R., MACUR, M.: Hluk, vibace a ionizující záření II, 1996, ISBN 80-214- 0818-9 8.1. Vlastní publikace [1] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: TESTING OF ASYNCHRONOUS TRACTION MOTORS, Intenational PhD Confeence on Mechanical Engineeing PhD 2006, pp. 1 2, ISBN 80-7043-486-4, (2006), Západočeská univesita v Plzni článek ve sboníku akce: Intenational PhD Confeence on Mechanical Engineeing PhD 2006, Pilsen, 11. 09. 2006 13.09.2006 [2] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: NOISE IN-LINE TESTING, Reseach in the Field of Poduction Machines, Poduction systems and Robotics, VUT-FSI v Bně článek ve sboníku akce: 1 st Ph.D. Students Wokshop 2007, Bno 30. 5. 2007 [3] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: ELECTRIC MOTORS NOISE IN LINE MEASURING, Poceedings of 10th intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2007, pp. 29-32, ISBN 978-80-8075-210-1, (2007), AD Univesity of Tenčín článek ve sboníku akce: 10th Intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2007, Tenčianske Teplice, 06.06. 2007-08.06.2007 [4] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: NOISE TESTING OF ELECTRICAL MOTORS THE TEST RESULTS EVALUATION, ENGINEERING MECHANICS 2008, Centum mechatoniky ÚT AV ČR pobočka Bno článek ve sboníku akce: Engineeing Mechanics 2008, Svatka 12 15. 5. 2008 [5] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: INSULATION SYSTEM LIFE TIME VOLTAGE SPIKES AND dv/dt RATE DEPENDENCE ON DRIVE SUPPLY VOLTAGE, Reseach in the field of Poduction machines, Poduction systems and Robotics, VUT-FSI v Bně článek ve sboníku akce: 2 nd Ph.D. Students Wokshop 2008, Bno 29. 5. 2008 [6] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: EL. MOTORS INSULATION LIFE TIME IMPACT OF DRIVE SUPPLY VOLTAGE (AND dv/dt SPIKES), Poceedings of 11 th intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2008, pp.2, ISBN 978-80-8075-306-1, (2008), AD Univesity of Tenčín článek ve sboníku akce: 11th Intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2008, Tenčianske Teplice, 04.06. 2008-06. 06. 2008-29 -

[7] NESVADBA, M.; DUROŇ, J.; SINGULE, V.: STUDY OF INCREASED BUS VOLTAGE INFLUENCE ON MOTOR INSULATION SYSTEM, Low voltage electical machines, FEEC BUT článek ve sboníku akce: Low voltage electical machines, Bno-Šlapanice, 03. 11. 2008 04. 11. 2008 [8] NESVADBA, M.; DUROŇ, J.; SINGULE, V.: INFLUENCE OF INCREASED BUS VOLTAGE TO MOTOR INSULATION SYSTEM, ENGINEERING MECHANICS 2009, Centum mechatoniky ÚT AV ČR pobočka Bno článek ve sboníku akce: Engineeing Mechanics 2009, Svatka 11. 14. 5. 2009 [9] NESVADBA, M.; DUROŇ, J.; SINGULE, V.: STUDY OF INCREASED BUS VOLTAGE INFLUENCE ON MOTOR INSULATION SYSTEM, MECHATRONIC SYSTEMS AND MATERIALS 2009, Mechanical Faculty of Vilnius Gediminas Technical Univesity článek v ecenzovaném zahaničním časopise Solid State Phenomena, akce: Mechatonic systems and mat. 2009, Vilnius 22. 25. 10. 2009 [10] NESVADBA, M.; DUROŇ, J.; SINGULE, V.: STUDY OF CABLE LENGTH AND INCREASED BUS VOLTAGE INFLUENCE ON MOTOR INSULATION SYSTEM, Poceedings of 12 th intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2009, AD Univesity of Tenčín článek ve sboníku akce: 12th Intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2009, Tenčianske Teplice, 03. 06. 2009 05. 06. 2009 [11] NESVADBA, DUROŇ, J.; M.; SINGULE, V.: CABLE LENGTH AND INCREASED BUS VOLTAGE INFLUENCE ON MOTOR INSULATION SYSTEM, MECHATRONICS 2009, Faculty of Mechanical Engineeing of the Bno Univesity of Technology článek ve sboníku akce: Mechatonics 2009, Luhačovice 18. 20. 11. 2009 [12] DUROŇ, J.; NESVADBA, M.; VEČEŘA, J.; KOŤARA, P.: HIGH EFFICIENCY PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS MOTOR, Low voltage electical machines, FEEC BUT článek ve sboníku akce: Low voltage electical machines, Bno- Šlapanice, 02. 11. 2009 03. 11. 2009 [13] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: NOISE TESTING OF ELECTRICAL ON THE ASSEMBLY LINES AND THE TEST RESULTS EVALUATION, XLVI Intenational symposium on electical machines SME 2010, Polish Academy of Sciences ISSM 0239-3646, článek v ecenzovaném zahaničním časopise Maszyny elektyczne, akce: XLVI Intenational symposium on electical machines SME 2010, Gliwice-Ustoń, 21.06.2010-24.06.2010 [14] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: INDUCTION MOTOR DESIGN OPTIMISATION NOISE REDUCTION, Poceedings of 14 th intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2011, AD Univesity of Tenčín článek ve sboníku akce: 14th Intenational symposium on mechatonics MECHATRONIKA 2011, Tenčianske Teplice, 01.06.2011-03.06.2011 8.2. Podukty a patenty [1] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: ELECTRICAL MOTORS IN-LINE NOISE TEST STAND; Kollmogen,s..o. Bno, Evopská 864, 66442 Bno (funkční vzoek) [2] NESVADBA, M.; SINGULE, V.: INDUCTION ELECTRICAL MOTOR; Kollmogen,s..o. Bno, Evopská 864, 66442 Bno-Modřice (funkční vzoek) - 30 -