VEHÍCULOS ELÉCTRICOS - Servidor de la Biblioteca de...
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ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS UNIVERSIDAD DE SEVILLA VEHÍCULOS ELÉCTRICOS MODELADO, SIMULACIÓN Y PUESTA EN MARCHA DE UNA BANCADA DE MÁQUINAS DE IMANES PERMANENTES PROYECTO FIN DE CARRERA: INGENIERÍA INDUSTRIAL AUTOR: FRANCISCO JOSÉ VALENZUELA SALAMANCA TUTOR: Dr. LÁZARO ALVARADO BARRIOS PONENTES: Dr. JUAN MANUEL MAURICIO FERRAMOLA Dr. JOSÉ MARÍA MAZA ORTEGA SEVILLA, DICIEMBRE DE 2012
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ESCUELA TÉCNICA SUPERIOR DE INGENIEROS
UNIVERSIDAD DE SEVILLA
VEHÍCULOS ELÉCTRICOS
MODELADO, SIMULACIÓN Y PUESTA EN MARCHA DE UNA BANCADA DE MÁQUINAS
DE IMANES PERMANENTES
PROYECTO FIN DE CARRERA: INGENIERÍA INDUSTRIAL
AUTOR: FRANCISCO JOSÉ VALENZUELA SALAMANCA
TUTOR: Dr. LÁZARO ALVARADO BARRIOS
PONENTES: Dr. JUAN MANUEL MAURICIO FERRAMOLA
Dr. JOSÉ MARÍA MAZA ORTEGA
SEVILLA, DICIEMBRE DE 2012
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AGRADECIMIENTOS
Con este proyecto se culmina mi etapa como universitario y llegar a este punto ha sido gracias a la labor de tantos profesionales de la enseñanza, que es necesario reconocer y aplaudir la tarea de todos esos profesores, que llevan cada día a cabo sus obligaciones con el único objetivo de formar humana y profesionalmente a sus alumnos.
En primer lugar me gustaría reconocer la excelente labor como docentes, que llevaron a cabo el Dr. Juan Manuel Mauricio Ferramola y el Dr. José María Maza Ortega en la asignatura de Máquinas Eléctricas. Ambos, con métodos muy distintos, supieron inculcar, al menos en mí, interés por esta rama.
A mi tutor el Dr. Lázaro Alvarado Barrios he de agradecer tantas cosas, humanas y profesionales, que no sabría por dónde empezar. Pero he de decir algo, así que me gustaría darle gracias por enseñarme a trabajar en equipo, saber
orientarme en momentos difíciles y por ser tan buena persona.
Dar gracias a todos los miembros del laboratorio del Departamento de Ingeniería Eléctrica de la Universidad de Sevilla, por lo mucho que me han ayudado y lo bien que me han acogido. Tendré siempre un dulce recuerdo de las tardes y
mañanas de laboratorio en las que cada día surgía algo nuevo.
Desearle lo mejor a todos mis compañeros de clases, simplemente se lo
merecen.
Decir a todos mis amigos de Sevilla, que nadie nos robará lo que hemos
vivido. Destacar la excelente amistad con José Luis y su apoyo incondicional.
Pasando a mi ciudad natal, Villafranca de los Barros, reconocer la excelente labor que el Colegio San José está realizando en él, formando jóvenes con valores. Especial mención se merecen todos y cada uno de mis amigos y Fátima, a todos ellos les estoy infinitamente agradecidos por su apoyo incondicional durante
muchos años.
Por último lo más importante en mi vida, mi familia. En especial mis padres Manuel y Antonia, y mis hermanos Manuel y Ana. Para los cuales siempre les estaré infinitamente agradecido por todo.
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RESUMEN
En este proyecto de investigación, en primer lugar se realiza una revisión
bibliográfica de la evolución histórica del coche eléctrico. Posteriormente se hace un
estudio de viabilidad técnico, económico y medioambiental de las distintas alternativas
para la movilidad terrestre del futuro, siendo actualmente ésta una de las mayores
fuentes de contaminación mundial.
Se estima que el transporte por carretera ocupa casi un 25 % de las emisiones
globales de CO2 y contribuye de forma significativa a la contaminación global. Todos los
avances en el sector del automóvil, enfocados a reducir cualquier tipo de emisión
perjudicial para el medio ambiente, supondrán una mejora notable en la calidad de
vida de todos y, un paso importante hacia el desarrollo sostenible.
Con el estudio de viabilidad realizado, se plantea la tracción eléctrica para
implementar vehículos que sustituyan a los de combustión; pero este desarrollo debe
ir acompañado de la planificación energética sostenible de un país. De tal forma que el
uso de la electricidad signifique una reducción real de gases contaminantes. Todo esto
se aborda en el apartado 1, en el cual particularizamos para el caso de España.
Tras el análisis de la perspectiva de futuro, la investigación se centra en el uso
de las Permanent Magnet Synchronous Machines (PMSM) para la tracción de
vehículos. Se elige este tipo de máquina por la excelente respuesta dinámica y el
elevado rendimiento que poseen.
Con la tecnología elegida, se pasa a modelar la PMSM y diseñar una estrategia
de control eficiente basado en un controlador P. Para validar esta parte será necesario
comparar nuestros resultados con el modelo de SimPowerSystem.
Basándonos en los motores adquiridos por el Departamento de Ingeniería
Eléctrica de la Universidad de Sevilla, MA-55 y BLS-192, modelaremos y controlaremos
un coche eléctrico, el cuál use como elemento motor 4 motores MA-55.
Con vistas a poder llevar a la realidad todo este estudio, se construye en
Matlab-Simulink un sistema, que modele una bancada de pruebas basadas en las
PMSM adquiridas por el Departamento, siendo la novedad de este punto la emulación
de la inercia. Dicha bancada no sólo se puede utilizar para emular vehículos eléctricos,
sino también para emular otros sistemas mecánicos como turbinas eólicas.
Mediante las simulaciones del sistema de la bancada, se demuestra la
viabilidad técnica de un posible montaje de laboratorio. Por lo que se procede a la
puesta en marcha de todos los equipos.
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Para realizar esta puesta en marcha, se ha llevado a cabo una revisión profunda
de los manuales de uso, instalación y programación. Con vistas a hacer menos ardua
esta tarea en posibles trabajos futuros, se detalla en el último apartado de este trabajo
un manual rápido de puesta en marcha.
El alcance de dicha puesta en marcha ha sido controlar por velocidad y par cada
uno de los motores estando desacoplados. Esto se ha realizado mediante un
potenciómetro y por programación.
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Contenido 1. INTRODUCCIÓN .................................................................................................................. 7
1.1 EVOLUCIÓN HISTÓRICA ............................................................................................ 7
1.2 COMPARACIÓN ENTRE LAS DISTINTAS TECNOLOGÍAS ....................................... 10
1.3 PLANIFICACIÓN DE LAS INFRAESTRUCTURAS ....................................................... 17
2 MODELO DEL COCHE ELÉCTRICO ................................................................................. 19
2.1 INTRODUCCIÓN ............................................................................................................ 19
2.2 DISTINTAS ALTERNATIVAS PARA LA PROPULSIÓN ............................................. 19
2.3 PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS MACHINES ............................................... 20
2.3.1 MODELO DE LA PMSM EN abc ................................................................................ 21
2.3.2 MODELO DE LA PMSM EN zdq ............................................................................... 28
2.3.3 VALIDACIÓN DE LOS MODELOS EN abc Y zdq..................................................... 30
2.4 MODELO DEL SISTEMA MECÁNICO ........................................................................... 33
2.5 PARÁMETROS DE LAS PMSM ..................................................................................... 34
2.6 MODELO DINÁMICO DEL COCHE ............................................................................... 38
2.7 DISEÑO DE LOS PARÁMETROS DEL COCHE ............................................................ 41
3 SIMULACIONES ................................................................................................................. 46
3.1 ESTRATEGIA DE CONTROL PARA LA PMSM ........................................................... 46
3.2 ESQUEMA DE EMULACIÓN DE LA PARTE RESISTENTE ......................................... 51
3.3 ESQUEMA DE EMULACIÓN DE LA PARTE MOTORA ............................................... 55
3.4 PARTE RESISTENTE Y MOTORA ACOPLADAS ........................................................ 57
3.4.1 LAZO CERRADO ........................................................................................................ 58
3.4.2 LAZO ABIERTO ......................................................................................................... 63
3.4.3 SIMULACIÓN DE LA INERCIA ................................................................................. 66
3.4.4 CONCLUSIONES......................................................................................................... 70
4 MONTAJE EXPERIMENTAL ............................................................................................. 71
4.1 FUNCIONAMIENTO DEL SISTEMA ............................................................................. 71
4.2 ESQUEMA DEL MONTAJE ............................................................................................ 73
4.3 PUESTA EN MARCHA ................................................................................................... 81
4.4 OSCILOSCOPIO .............................................................................................................. 89
5 CONCLUSIONES................................................................................................................. 91
6 TRABAJOS FUTUROS ....................................................................................................... 92
7 INDICE DE TABLAS .......................................................................................................... 93
8 INDICE DE FIGURAS ......................................................................................................... 94
6
9 BIBLIOGRAFÍA .................................................................................................................. 96
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1. INTRODUCCIÓN
Ante la incipiente preocupación por la movilidad sostenible, la sociedad está empezando a sopesar seriamente posibles alternativas al transporte basado en la quema de combustibles fósiles. A la concienciación de la sociedad por el medio ambiente hay que añadir también la incesante subida de los precios de los carburantes.
Por todo esto en este apartado se pretende hacer un recorrido histórico del coche eléctrico y un análisis económico y medio ambiental del mismo, con el objetivo de proporcionar al lector una visión de la situación actual.
1.1 EVOLUCIÓN HISTÓRICA
[1]
El coche eléctrico fue uno de los primeros automóviles desarrollados en la Historia de la Industria automovilística, hasta el punto de que se desarrolló antes que el coche con motor de combustión de 4 tiempos tanto de Diésel como de Benz. Se llegó , incluso a un punto en el que el motor eléctrico, el de combustión y el del vapor estaban a un nivel de prestaciones semejantes, compitiendo cada cual por ser el ganador en la carrera para la propulsión de los vehículos.
El primer intento de conseguir un vehículo que se moviera de forma autónoma, fue llevado a cabo por Isaac Newton, el cual tan sólo lo ideó pues no se llegó a construir. Newton propuso un vehículo propulsado a reacción por vapor de agua. Esta idea la retomó en 1769 Nicholas-Joseph Cugnot, el cual la materializó. El gran problema con el que se encontró fue su enorme peso, cerca de 4.5 toneladas, lo que significaba una gran dificultad a la hora de frenar debido a la enorme inercia. Este fue el punto de partida de la carrera del vehículo propulsado por un motor de vapor.
Pero fue Barsanti el primero en idear el primer motor de explosión monocilíndrico que funcionaba con una mezcla de oxígeno e hidrógeno, consiguiendo de esta forma transformar el movimiento alternativo de un pistón a una rueda. Tras problemas con la patente, Nikolaus August Otto en 1876 inventó un motor que poco tiempo después dio lugar al primer motor de combustión interna de cuatro tiempos, apareciendo en 1892 el motor de encendido por compresión basado en las investigaciones de Rudolf Diesel.
En lo que al motor eléctrico se refiere, el origen hay que atribuírselo a Michael Faraday, que en 1821 construyó dos aparatos que producían rotación electromagnética.
Con los tres tipos de motores desarrollados, pero descartada la tracción basada en motores de vapor debido a su enorme peso, comienza la lucha por el liderazgo. Mientras los motores de combustión tenían desventajas como el ruido, la suciedad, bajo rendimiento, monocilíndricos (lo que obligaba a poner un gran volante de inercia), poco potentes y que se hacían necesarios conocimientos de mecánica tanto para su arranque como para cualquier problema técnico. Los motores eléctricos gozaban de ventajas como el manejo sencillo, limpios y podían ser montados en vehículos cerrados.
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El factor decisivo que hizo que los motores de combustión ganaran la batalla, e incluso hoy en día sigue siendo el cuello de botella de los vehículos eléctricos, fue la autonomía.
Los primeros hitos en la carrera de los vehículos eléctricos datan en el siglo XIX, cuando
Robert Anderson inventó el primer vehículo eléctrico puro entre 1832 y 1839, y el profesor
Sibrandus Stratingh diseñó y construyó vehículos eléctricos a escala reducida en 1835. El
primer gran obstáculo con el que se encontraron fue el almacenamiento de la energía, por
este motivo hasta que en 1865 y 1881 Gaston Planté y Faure, respectivamente, no llevaran a
cabo una mejora considerable de la pila eléctrica no se empezó a llevar a cabo el desarrollo de
estos modelos para la vida real.
De tal forma que Franz Kravogl mostró un ciclo de dos ruedas con un motor eléctrico
en la Exposición Mundial de 1867, y en 1881 el francés Gustave Trouvé dio a conocer un
automóvil de tres ruedas en la Exposición Internacional de la Electricidad celebrada en París.
Fue en 1890 cuando William Morrison construyó el primer vehículo eléctrico de cuatro ruedas.
Ante todos estos logros Francia y Gran Bretaña fueron las primeras naciones que apostaron
por el desarrollo generalizado de vehículos eléctricos. Cabe mencionar algunos logros
conseguidos hasta el momento, como por ejemplo la ruptura de la barrera de los 100 km/h
con una marca de 105.88 km/h por parte de Camille Jenatzy mediante el coche llamado Jamais
Contente, que estaba constituido de una carrocería de aleación ligera con forma de bólido.
Figura 1: El Jamais Contente
Es importante destacar en este recorrido histórico, debido a la relación que tiene con este proyecto, la aportación de Ferdinand Porsche que desarrolló un sistema que montaba los motores directamente en las ruedas delanteras. Esto supuso una reducción considerable de partes móviles suponiendo un ahorro en mantenimiento y un aumento de fiabilidad. Esta línea de negocio se está trabajando en la actualidad, y en concreto en este proyecto puesto que supone eliminar por completo la caja de cambio debido al amplio rango de funcionamiento que tienen los motores empleados.
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Figura 2: Lohner-Porsche con un motor en cada rueda y su situación actual
La lucha entre los vehículos eléctricos y los basados en motores de combustión iba a empezar pronto. Hasta el momento los automóviles eléctricos que se habían comercializado (principalmente en EEUU) alcanzaban como máximo 32 km/h, y fueron vendidos como vehículos para la clase alta. Uno de los argumentos que fue utilizado para su venta fue su idoneidad para el género femenino puesto que permitía gozar de una conducción limpia, tranquila y de fácil manejo (no precisaba del arranque manual mediante manivela).
El primer vehículo híbrido fue una adaptación de Ferdinand Porsche del sucesor del Jamais Contente, llamado Toujours Contente, donde Porsche introdujo un motor de combustión para cargar las baterías con lo que aumentó considerablemente su autonomía. Puede considerarse que de esta forma surgió el primer vehículo hibrido serie.
Figura 3: Primer vehículo híbrido serie
Precisamente tanto la incorporación al Cadilac en 1913 del arranque eléctrico que simplificó la tarea más tediosa y a veces peligrosa del coche de combustión, como la producción en cadena, implantada por Ford en 1908 que originó un abaratamiento de los
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vehículos de combustión, desencadenaron la primacía del vehículo de combustión en el mercado. Esto condujo a mayores inversiones para mejorar este tipo de vehículos y el abandono de la línea de mercado de los vehículos de tracción eléctrica. Finalmente en 1930 la industria del automóvil eléctrico desapareció por completo, quedando la tracción eléctrica únicamente utilizada en el sector industrial (toros elevadores, montacargas, carros de golf, motores…).
A finales del siglo XX las grandes marcas del mundo de la automoción comienzan a retomar el mercado de los vehículos eléctricos e híbridos, hasta llegar a la situación actual con unos objetivos mundiales de ventas anuales de 7 millones para 2020 (70 modelos diferentes a razón de unas ventas de 100.000 ventas cada modelo), 30 millones para 2030 (150 modelos con unas ventas medias de 200.000 unidades) y 100 millones para 2050 (400 modelos con unas ventas medias de 250.000).
1.2 COMPARACIÓN ENTRE LAS DISTINTAS TECNOLOGÍAS [2] [3]
Tras el auge de los vehículos de combustión surge de nuevo un impulso por retomar los vehículos de tracción eléctrica. Llegado a este punto es necesario hacer una reflexión acerca de la viabilidad de los mismos y sobre cuál es la opción más conveniente. Para ello y siguiendo el capítulo primero del libro de Gianfranco Pistoia “Electric and Hybrid vehicles”, vamos a analizar todos los efectos que un vehículo produce en el medio ambiente desde la extracción de los materiales necesarios para su fabricación hasta su reciclaje. Tanto el libro del autor anterior como este proyecto se basan en datos que aparecen en el libro cuyo principal autor es M. Granovskii “Power Sources”.
Las tecnologías y modelos elegidos a analizar son los siguientes:
° Vehículo de gasolina convencional de combustión interna, en concreto el modelo elegido es el Toyota Corolla.
° Vehículo híbrido: combina tracción basada en combustión mediante gasolina con la tracción eléctrica. Incorpora una batería recargable para almacenar energía que posteriormente consumirá el motor eléctrico. Analizaremos el Toyota Prius.
° Vehículo totalmente eléctrico, cuyo motor puede funcionar tanto como motor como generador. El modelo elegido es el Toyota RAV4EV.
° Vehículo con pila de hidrógeno y tracción eléctrica. El modelo en cuestión es el Honda FCX.
° Vehículo con pila de hidrógeno y motor de combustión interna. Para este caso veremos el Ford Focus H2-ICE.
° Vehículo con pila de amoníaco y motor de combustión interna, la razón del uso de amoníaco es que es una forma mucho más segura de almacenar hidrógeno. El autor en esta tecnología adapta el Ford Focus H2-ICE al uso de amoníaco.
Todos estos vehículos fueron introducidos en el mercado entre 2002 y 2004. El análisis de las cinco primeras tecnologías están basadas en datos que proporciona el fabricante, sin embargo para el sexto caso se estiman a partir de los datos del Focus
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alimentado con hidrógeno, ya que la combustión sigue siendo de hidrógeno y la única diferencia es la forma de almacenar el hidrógeno.
El primer análisis que realizamos está basado en criterios técnicos y económicos únicamente. Los factores que se tienen en cuenta son el precio del vehículo, el del combustible y el alcance de la conducción. En lo que a los costes de mantenimiento se refiere se han despreciado para todas las tecnologías a excepción de los vehículos eléctricos e híbridos en los que se han incluido los costes de mantenimiento de sus respectivas baterías.
Tabla 1: Características técnicas y económicas para las tecnologías de vehículo seleccionadas [2]
A título de resumen, destacar el elevado precio de adquisición de los vehículos alimentados con hidrógeno y tracción eléctrica. Esto va a suponer el gran obstáculo para esta tecnología, ya que aunque la producción en serie reduzca su coste, seguirá siendo más elevado que el resto, y este factor es decisivo para un buen éxito comercial, ya que a menudo la sociedad no piensa en las posibles amortizaciones de una inversión fijándose solamente en el coste de adquisición.
Cabe destacar el elevado consumo energético que tienen los vehículos convencionales (55% en ciudad y 45% en autovías), lo que significa que poseen un rendimiento limitado. Otro aspecto importante que nos hace validar los resultados de la tabla es que el híbrido es el de mayor autonomía, esto se debe a que posee su depósito de combustible fósil y una batería que va almacenando la energía que sobra lo que nos da una idea de lo sumamente ineficiente que es la conducción hoy en día.
Pasando a criterios de impacto medioambiental se han tenido en cuenta los gases de efecto invernadero, a partir de ahora GHG (greenhouse gas) y todos los demás agente contaminantes atmosféricos. En el primer grupo se engloban CO2, CH4, N2O y SF6, mientras que en el segundo CO, NOx y VOCs (volatile organic compounds).
Primeramente hay que ver cuáles son las emisiones asociadas a la fabricación del vehículo, desde la extracción de los materiales necesarios para su construcción hasta su
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reciclaje al final de su vida útil, aquí no se repercuten las emisiones que conllevan la fabricación y mantenimiento de las baterías. Para ello el autor [2] estima las emisiones asociadas a un vehículo convencional y posteriormente mediante técnicas explicadas en su libro extrapola a todas las tecnologías en cuestión.
Tabla 2: Emisiones gaseosas por kilogramo de masa para un vehículo típico [2]
De la anterior tabla se obtienen los impactos medioambientales asociadas a las etapas
de producción.
Tabla 3: Impacto medioambiental asociado a las etapas de producción para las diferentes tecnologías [2]
Los datos que más información nos pueden aportan son los que están referidos cada
100 km. A la vista de los cuales vemos el enorme impacto medioambiental que supone la
producción de los vehículos de pila de hidrógeno con tracción eléctrica. Pero para poder sacar
una conclusión sólida hay que repercutir el impacto medioambiental de la producción de
baterías, que no es poco.
Tabla 4: Impacto medioambiental asociado a la producción de baterías de NiMeH y pila de combustible con
intercambio de protón [2]
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Las únicas diferencias entre las baterías para los híbridos y los 100 % eléctricos, son el
número de sustituciones que hay que hacer de las mismas en la vida útil del vehículo y su peso.
Las pilas de combustible con membrana de intercambio de protón (proton Exchange
membrane fuel cell) llevan consigo un elevado impacto medioambiental debido a los
materiales utilizados.
Para tener el cómputo total de las emisiones hay que tener en cuenta también las
emisiones asociadas a la producción de combustibles y las etapas de utilización del vehículo.
Con respecto a la producción de electricidad para el caso del vehículo eléctrico
debemos tener en cuenta que cada país tiene su política energética, apostando más o menos
por las energías renovables, y puesto que la diferencia, en términos de emisiones, entre
producir electricidad mediante el potencial eólico y mediante técnicas convencionales (como
por ejemplo la quema de carbón) es alta, distinguiremos tres escenarios para poder englobar
el máximo número de políticas energéticas posibles.
° Escenario 1: toda la electricidad es producida a partir de fuentes renovables y energía
nuclear.
° Escenario 2: la contribución de las renovables es del 50 % y el 50 % restante proviene
de gas natural con un rendimiento de en torno al 40 %.
° Escenario 3: la totalidad de la electricidad es producida a partir de la quema de gas
natural con un rendimiento del 40 %.
Tabla 5: Emisión de GHGs y otros agentes atmosféricos contaminantes por cada MJ de electricidad producida [2]
Para estos datos se han despreciado las emisiones asociadas a la extracción y
fabricación de gas natural. Pero no podemos perder de vista el consumo energético que
supone la compresión que requieren las pilas de combustibles, el cual se supone que se va a
llevar a cabo consumiendo electricidad por lo cual supone un aumento de las emisiones en los
tres escenarios. Esto y las emisiones asociadas a la obtención de la gasolina a partir del crudo
se recogen en la siguiente tabla.
Tabla 6: Emisiones por cada MJ de combustible (electricidad, hidrógeno y gasolina) obtenido [2]
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Se tiene todo para poder evaluar el impacto medioambiental total que supone un
vehículo de la cuna a la tumba para las distintas tecnologías posibles.
Tabla 7: Emisiones por cada 100 km para la utilización del combustible y para la totalidad del ciclo de vida del
vehículo [2]
Para poder hacer una comparación entre las seis distintas tecnologías, el autor [2]
recurre a generar una serie de marcadores normalizados para cada magnitud obtenida
anteriormente. De esta forma obtiene la tabla 8, en la que también ha incluido dos nuevas
magnitudes; indicador general e indicador general normalizado, que no vienen siendo otra
cosa sino el producto de todos los indicadores para cada tecnología en cuestión y la
normalización del mismo, respectivamente.
Tabla 8: Indicadores económicos y medio ambientales normalizados para los seis tipos de vehículos [2]
Estos resultados se ilustran en la siguiente figura.
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Figura 3: Indicadores generales normalizados (NGInd) [2]
En lo que al vehículo convencional se refiere, conforme la política energética de un país va dando mayor importancia a la generación de electricidad sin emisiones de GHG y AP va siendo menos competitivo. Una tendencia totalmente opuesta, pero más brusca, lleva el vehículo eléctrico. El vehículo híbrido sería ideal para situaciones en las que los combustibles fósiles se usan en más de un 50 % para la generación de electricidad. Para los escenarios 2 y 3 la tecnología de pila de amoníaco y motor de combustión interna es la ideal.
Al comparar la tecnología que más nos conviene, resulta que el coste de adquisición del coche eléctrico está lejos del óptimo de cada escenario, y en cuanto al alcance es el peor para los tres escenarios, esta última conclusión consolida muchas de las afirmaciones hechas por expertos, puesto que afirman que el cuello de botella de dicha tecnología es el almacenamiento de la electricidad. Hoy por hoy la solución que propone el autor [2] es la de una posible generación a bordo pero no mediante motores de combustión interna moviendo un alternador, sino mediante turbinas de gas que tienen un mayor rendimiento. Según el autor en esta misma obra, estos problemas se ven compensado con que para los tres escenarios energéticos posibles el coste del combustible es siempre el más bajo para el vehículo eléctrico. En cuanto a emisiones se refiere, el mejor situado es el vehículo de H2-NH3-ICE, y su mayor competidor es el vehículo eléctrico.
A título personal y analizando los resultados del autor, podríamos concluir que el vehículo eléctrico es una alternativa totalmente válida para afrontar los nuevos retos de la movilidad sostenible, a expensas de obtener una forma de almacenar electricidad mejor.
Sería interesante poder extrapolar estos resultados a España, para ello necesitaríamos ubicar la política energética española en uno de los tres escenarios.
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Tabla 9: Cobertura de la demanda nacional durante el año 2011 [4]
Agrupando las distintas tecnologías de producción de electricidad en dos grupos
acordes con la distinción que el autor [2] hizo en la creación de los tres escenarios.
° Tecnologías no basadas en la quema de combustibles fósiles: hidráulica, nuclear,
eólica, solar fotovoltaica, solar termoeléctrica y térmica renovable. Constituye el 53.47
% de la generación nacional anual.
° Tecnologías basadas en la quema de combustibles fósiles con una eficiencia en torno
al 40 %: carbón, fuel/gas, ciclo combinado y térmica no renovable. Este grupo
representa el 46.53 % de la generación anual.
Podemos ubicar a España en el escenario 2 que el autor establece [2]. Por lo que la
tecnología ideal sería la de H2-NH3-ICE seguida del vehículo híbrido. El vehículo
convencional y el eléctrico están prácticamente en igualdad de condiciones, pero teniendo en cuenta los objetivos que se tienen a largo plazo de ir aumentado el porcentaje de producción de electricidad mediante energías renovables, serían totalmente justificables inversiones con vistas a la mejora de los vehículos eléctricos, tanto por parte del Gobierno como de empresas privadas.
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1.3 PLANIFICACIÓN DE LAS INFRAESTRUCTURAS
Ante la probable sustitución de la flota actual de vehículos por una flota eléctrica o híbrida, surge la pregunta acerca de si la red está preparada para dar soporte la carga de millones de vehículos. El autor [5] afirma que sí lo está pero con matices. Estos matices pasan principalmente por una gestión adecuada de la demanda, puesto que la curva de demanda tiene horas en las que la demanda es muy baja, y horas en la que la demanda es alta.
El problema se reduce a una cuestión social, puesto que para una recarga normal en un hogar se necesitan de 6 a 8 horas. Sería cuestión, mediante políticas, de incentivar la tarifa nocturna u otras más restrictivas, tales como el uso de contadores limitadores de corriente según el horario o la implantación de una red inteligente que permitiera el intercambio de energía entre los vehículos y la red en función de la demanda, pudiendo establecerse reglas por ambas partes que regulen dicho intercambio. Sería ideal conseguir aproximar la curva de demanda lo más posible a una recta. De esta forma, por ejemplo se podría aprovechar más la energía eólica por la noche.
El papel que pasa a desempeñar la flota de vehículos eléctricos es el de una gran batería del sistema eléctrico nacional.
Aunque más adelante se van a explicar los tipos de recargas existentes, es importante aclarar que una recarga normal se lleva a cabo en 6-8 horas acarreando una demanda de potencia de 3 a 4 kW. El tipo de recarga totalmente opuesta es la rápida que empleando tan sólo unos 15 minutos acarrea un consumo de potencia de 50 a 250 kW (10 veces más que la recarga normal). Esto significa que a la hora de planificar la recarga de una flota de vehículos eléctricos ya sea de una familia o de una empresa hay que intentar a toda costa llevar a cabo una recarga normal y a ser posible en horario nocturno. [5]
Pasamos a analizar muy brevemente las distintas modalidades de recargas y sus infraestructuras. Partiendo de que la batería almacena DC, será necesario un convertidor AC/DC que adapte la señal de la red a la que requiere nuestra batería en cuestión.
Para planificar la ubicación de los puntos de recarga, hay que distinguir si el beneficiario del vehículo va a disponer de aparcamiento privado o no. En caso afirmativo no habrá problema puesto que por ejemplo en el caso de una vivienda consiste en instalar una toma y en aparcamientos comunitarios (públicos y privados) puntos de recarga. Pero hay una gran parte de la flota de vehículos no dispone de plaza de garaje y aparcan sus vehículos en la vía pública, ¿cómo planificar esto? El principal problema es que ya se complica mucho el hecho de conseguir hacer una recarga normal (ya que la ausencia de tiempo hace que la gente tenga que recurrir a recargas rápidas) con el consiguiente aumento del consumo, y si además se tiene en cuenta que la mayoría de estas recargas se tendrían que llevar a cabo en horario diurno el problema se acentúa y esto obligaría a ampliar las infraestructuras existentes. [6]
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En la actualidad existen 4 modalidades de recargas:
• Carga normal: se puede llevar a cabo mediante una toma monofásica de 230 V. La potencia demandada durante la misma está comprendida entre 3 y 4 kW, siendo su duración de 6 a 8 h.
• Carga media: requiere medios más sofisticados puesto que la potencia que requiere oscila entre 7 y 43 kW, esto permite que para recargar totalmente la batería se necesiten de 2 a 3 horas.
• Carga rápida: la tecnología necesaria es más compleja ya que la potencia consumida está comprendida entre 50 y 250 kW, con una duración de 15 a 20 minutos. [6]
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2 MODELO DEL COCHE ELÉCTRICO
2.1 INTRODUCCIÓN
En este capítulo se van a analizar las distintas opciones que hay hoy en día para la propulsión de vehículos eléctricos. Pasando a analizar el modelo dinámico del coche, y por último haciendo lo mismo para la tecnología elegida con vistas a la propulsión en este proyecto.
2.2 DISTINTAS ALTERNATIVAS PARA LA PROPULSIÓN
Con el objetivo de hacer una buena competencia al vehículo propulsado por motores de combustión interna alternativos, es importante que el motor eléctrico que se elija tenga los ratios potencia/peso y potencia/dimensiones del mismo orden de magnitud o a ser posible mayores que los de combustión.
Otra exigencia que deberíamos plantear a los motores eléctricos es una gran robustez mecánica y térmica de tal forma que su vida útil se pueda comparar con los de combustión sin necesidad de un mantenimiento excesivo.
Tampoco debemos perder de vista el confort, que aunque el motor eléctrico sea más silencioso, debe cumplir también que las vibraciones sean parecidas o menores que en los vehículos de combustión.
Por último una de las condiciones más importantes, el coste. El motor es uno de los elementos más importantes del vehículo, por lo que mientras mayor reduzcamos el coste del mismo menor será el coste del vehículo completo.
No sería bueno que la concepción del vehículo actual cambiara por completo, puesto que esto supondría cierta reticencia a la compra de la nueva tecnología. Para evitar esto se llevan a cabo técnicas como por ejemplo, aprovechar la posibilidad de recuperación de energía que proporciona el uso de motores eléctricos integrando el freno motor en el primer tramo del pedal del freno, y cuando el par de freno es mayor que el par de frenando que puede proporcionar el motor eléctrico entran en juego las pastillas de freno.
El par que proporcione el motor debe carecer de fluctuaciones, de forma que dé sensación de seguridad. La curva del par-velocidad de los vehículos se adapta perfectamente a la curva de los motores eléctricos, teniendo un par prácticamente constante a bajas velocidades y a medida que subimos la velocidad va decayendo. Esto permite la ausencia del sistema de transmisión con caja de engranajes.
Los motores eléctricos en su mayoría tienen más capacidad de sobrecarga que los de combustión por lo que no será preciso sobredimensionar tanto estos motores.
Pasamos a describir cada uno de los motores utilizados en la propulsión de vehículos eléctricos:
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• Motores de corriente continua sin escobillas (Brushless DC): Su funcionamiento es muy parecido al motor de corriente continua convencional, con la salvedad de que en el rotor lleva integrado imanes permanentes. La conmutación se realiza de forma electrónica mediante tecnología integrada en el propio motor. La velocidad de giro debe estar sincronizada con la de conmutación, lo que requiere incorporar sensores de posición (encoders o resolvers). La diferencia entre este motor y un síncrono de imanes permanentes es que su marcha no es tan regular como la del síncrono, ya que las ondas de tensión que circulan por el estator son rampas.
• Motores síncronos de imanes permanentes: Su funcionamiento es igual que el de la máquina síncrona tradicional, con la excepción de la sustitución del devanado rotórico por imanes permanentes. Por lo cual tienen mejor rendimiento (ya que no hay que excitar el rotor), menor peso y alta densidad de potencia. Requieren un convertidor electrónico que deberá trabajar a mayores frecuencias que si fuera una máquina síncrona convencional ya que en esta última las reactancias son mayores.
• Motores asíncronos: Gran robustez, bajo mantenimiento y coste. Requieren también un convertidor electrónico. Se pueden instalar sin sensores de posición.
• Motor de flujo axial: El principio de funcionamiento no cambia con respecto al síncrono de imanes permanentes, con la salvedad de que cierran los circuitos magnéticos en dirección axial permitiendo así reducir el tamaño y peso de los motores. Permiten ser integrados en las ruedas lo que simplifica enormemente los acoplamientos mecánicos del vehículo y reduciendo el espacio del mismo. El único problema que se le podría plantear es que puede que castiguen mucho a los rodamientos, pero la forma constructiva de este motor permite separar el estator en dos discos que actúan sobre el rotor, contrarrestando así las fuerzas axiales. Poseen una inercia muy reducida por lo que su posicionamiento es excelente.
• Máquinas de reluctancia conmutada: El rotor está dentado de un material ferromagnético. Su principio de funcionamiento está basado en crear el campo magnético en el estator en aquella bobina que se corresponda con el diente del rotor más próximo. Necesitan convertidores electrónicos, mediante los cuales se puede modificar la velocidad y el par. Tienen baja inercia, dotándolos de una respuesta rápida. Los principales inconvenientes son que entregan un par fluctuante, bajo factor de potencia y que necesitan sensores de posición. [1]
2.3 PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS MACHINES
En este capítulo se van a deducir el modelo de la Permanent Magnet Synchronous Machine, en adelante PMSM, en los sistemas de coordenadas abc y posteriormente en el zdq.
Para finalizar procederemos a validar ambos modelos mediante Simulink.
21
Antes de comenzar con el análisis de los modelos se deben establecer las siguientes hipótesis:
• Los devanados del estator producen fuerzas electromotrices sinusoidales al hacer girar el rotor. Los armónicos debido al espacio del entrehierro se desprecian.
• La reluctancia debida al entrehierro tiene tanto una componente constante como una componente que varía sinusoidalmente.
• Se considera que la alimentación se lleva a cabo mediante un sistema trifásico totalmente equilibrado.
• Las pérdidas por las corrientes parásitas de Foucault y por Histéresis se desprecian.
• No se considera la posibilidad de que existan devanados amortiguadores, puesto que los Permanent Magnet Synchronous Motors usados hoy en día no suelen estar equipados con éstos.
• Se hará el análisis para un par de polos, y posteriormente se generalizará para P pares de polos.
[7]
2.3.1 MODELO DE LA PMSM EN abc
Podemos representar una PMSM tal y como muestra la figura 5. En esta se aprecia una fuente de tensión alterna, una caída de tensión debida a la resistencia que presentan los propios devanados del estator y una fuerza electromotriz que analizaremos más adelante.
Figura 5: Máquina síncrona de imanes permanentes
Aplicando teoría de circuitos obtenemos las siguientes ecuaciones:
22
− − = = ((((1111)))) − − = con = ((((2222)))) − − = = ((((3333))))
donde:
• Vsa, vsb , vsc , ia, ib y ic son las tensiones e intensidades de alimentación del estator respectivamente.
• λa, λb y λc son los enlaces de flujos que concatenan cada bobina debido a la presencia de la misma, de las otras dos bobinas y del flujo que producen los imanes permanentes ubicados en el rotor.
Los enlaces de flujos para cada fase están constituidos por cuatro términos, el primero es el flujo que concatena la propia bobina , otros dos son los flujos que concatena la bobina en estudio debido a la presencia de las otras dos bobinas de las dos restantes fases, y por último está el término que representa el flujo que concatena la bobina en estudio debido a la presencia de los imanes permanentes. Como se puede ver todo esto dependerá de la posición del rotor en cada instante.
λsa = λaa + λab + λac + λra=Laa ia + Lab ib + Lac ic + λr cos ϴ ((((4444)))) λsb = λbb + λba + λbc + λrb=Lbb ib + Lab ia + Lbc ic + λr cos( ϴ - 120º) ((((5555)))) λsc = λcc + λca + λcb + λrc=Lcc ic + Lac ia + Lbc ib + λr cos( ϴ + 120ª) ((((6666))))
Las inductancias propias para cada devanado, y las inductancias mutuas Lab=Lba, Lac=Lca y Lbc=Lcb vienen recogidas en las siguientes expresiones:
' = '( + ' − ')* (+,) ((((7)))) ' = '( + ' − ') *(+(, − +./0)) ((((8888)))) ' = '( + ' − ')* (+(, + +./0)) ((((9))))
' = −. 4' − ')* (+(, − .0)) ((((10))))
' = −. 4' − ')* (+(, + .0)) ((((11))))
' = −. 4' − ')* (+(, − .)) ((((12)))) ' = −. 4' − ')* (+(, + .)) ((((13))))
donde:
• Lls representa la inductancia debida al fenómeno de dispersión.
• L0 es la inductancia media, viene dada por L0 = 0.5 (Lq + Ld).
• Lms representa la variación del flujo debido a la rotación del rotor, viene dada por Lms = 0.5 (Ld – Lq).
Con todo esto resulta la siguiente matriz de inductancias, en la que se puede observar el enorme coste computacional que supone y también que todas las inductancias
23
mutuas de la fila y columna de a son iguales, ocurriendo exactamente lo mismo con las de b y c.
566
=788889 5:6 + 5; − 5<6=>?(2@) −125; − 5<6=>?2(@ − A3) −125; − 5<6=>?2(@ + A3)−125; − 5<6=>?2(@ − A3) 5:6 + 5; − 5<6=>?2 B@ − 2A3 C −125; − 5<6=>?2(@ − A)−125; − 5<6=>?2(@ + A3) −125; − 5<6=>?2(@ + A) 5:6 + 5; − 5<6=>?2 B@ − 2A3 CDE
EEEF
((((14141414))))
Notar que en las inductancias mutuas el -0.5 viene dado por la distribución geométrica de los devanados del estator cos (120º) = -0.5.
Teniendo en cuenta lo anterior se puede rescribir:
' = G' H HH ' HH H 'I ((((15151515))))
Todo esto conlleva una enorme dificultad en el cálculo, el autor [7] aplicando la transformada qdz deduce los valores de las inductancias en los ejes d y q, los cuales si se es exacto no son iguales. Pero si nos fijamos en los datos del fabricante, el par de reluctancia es inferior del 2% del stall torque, esto implica que si despreciamos dicho par imponemos que dichas inductancias son iguales, esto a su vez implica que las inductancias mutuas son también iguales. Todo esto se va a desarrollar a continuación. El autor [7] también demuestra que el resultado es el mismo usando la transformada qdz que la dqz.
Procedamos a la justificación de todo esto.
Rescribiendo las ecuaciones (1), (2) y (3) de partida en forma matricial:
GI = G I GI + GI ((((16161616))))
donde:
JK = GI ;JK = GI ;JMK = G I ;JNK = GI = 'JK + JNMK ((((17171717))))
Resultando:
JK = JMKJK + ('JK) + (JNMK) ((((18181818))))
24
Cuando se trabaja en zdq, la clave está en hacer coincidir el eje d con la dirección del flujo y el eje q en cuadratura con este. Siendo theta (ϴ) el ángulo de giro que forma el eje d con la referencia que se ha tomado. El esquema que representa esto junto con los orígenes de las variables se detalla en la figura 4:
Figura 4: Transformación zdq
OPQRS = JTKJPK ⇒JTK = +0 7889 VWX, VWX(, − +.0 ) VWX(, + +.0 )− XYZ, −XYZ(, − +.0 ) − XYZ(, + +.0 )[/+ [/+ [/+ DEE
F ((((19191919))))
JPK = JTK\[OPQRS ⇒JTK\[ = ] VWX, −XYZ, [VWX(, − +.0 ) − XYZ(, − +.0 ) [VWX(, + +.0 ) − XYZ(, + +.0 ) [^((((20202020))))
El autor [7] plantea un giro de 90 º según las agujas del reloj, de tal forma que se obtiene una transformación qd, la cual se sigue considerando una transformada de Park. En esta el eje q es la que nos determina el nuevo ángulo, todo esto se realiza para el análisis de las inductancias propias y mutuas debido a la facilidad de cálculo. Hay que aclarar que el nuevo ángulo ϴ’ (ϴ’= ϴ+π/2) no nos determina la posición del rotor como lo hacía la transformada original (ϴ). La nueva transformada de Park qd queda de la siguiente manera:
25
OPQRS = JTKJPK ⇒JTK = +0 7889VWX,′ VWX(,′ − +.0 ) VWX(,′ + +.0 )XYZ,′ XYZ(,′ − +.0 ) XYZ(,′ + +.0 )[/+ [/+ [/+ DEE
F ((((21212121))))
JPK = JTK\[OPQRS ⇒JTK\[ = ] VWX,′ XYZ,′ [VWX(,′ − +.0 ) XYZ(,′ − +.0 ) [VWX(,′ + +.0 ) XYZ(,′ + +.0 ) [^ ((((22222222))))
La figura que recoge la transformada qdz es:
Figura 5: Transformación qdz
Se puede comprobar que si se realiza el cambio de variables ϴ’= ϴ+π/2, ambas matrices resultan equivalentes (teniendo en cuenta que el orden de las coordenadas cambia. Por ejemplo cos(ϴ’)=cos( ϴ+π/2)=-sin(ϴ). Con esto se valida el uso de la transformada qdz en lugar de la dqz.
Usando la transformada qd, y teniendo en cuenta que tan solo hay que pasar a los ejes qd las magnitudes estatóricas resulta:
J`6abcK = 566Jd6abcK + J`eK ⇒JfK\gO`6hijS = 566JfK\gOd6hijS + J`eK ONQRS = O'QRSOQRS = JTK'JTK\[OQRS + JTKJNMK ((((23232323))))
Hay que aclarar que el vector del flujo producido por el imán permanente no tiene componente en q con este sistema de referencia. Operando y simplificando resulta:
26
Q = B'( + 0+ (' − '))C Q = 'QQ ((((24242424)))) = B'( + 0
+ (' + '))C + M = ' + M ((((25252525)))) donde:
'Q = '( + ')Q *k ')Q = 0+ (' − ')) ((((26262626))))
' = '( + ') *k ') = 0+ (' − ')) ((((27272727))))
En esta última expresión aparecen las inductancias mutuas y propias en los ejes dq. La suma de las cuales nos proporciona la inductancia Ld y Lq. Se puede comprobar que si hubiéramos usado la transformada dq hubiéramos obtenido los mismos valores para las inductancias en los ejes d y q. Llegados a esto punto, y teniendo en cuenta que el par de reluctancia se desprecia (esto se justificará al final del siguiente subapartado):
lem:ncoapcqa ≈ 0 → 5i = 5h → 5<i = 5<h → ta = tb = t
Queda demostrado que la matriz de inductancias se puede escribir finalmente:
566 = G5aa t tt 5bb tt t 5ccI
Por lo tanto se tiene el flujo que concatenan las bobinas como:
λsa = λaa + λab + λac + λra=Laa ia + M ib + M ic + λr cos ϴ ((((28282828)))) λsb = λbb + λba + λbc + λrb=Lbb ib + M ia + M ic + λr cos( ϴ - 120º) ((((29292929)))) λsc = λcc + λca + λcb + λrc=Lcc ic + M ia + M ib + λr cos( ϴ + 120º) ((((30303030))))
Al haber hecho la hipótesis de que el sistema es equilibrado la suma de las tres intensidades es nula, esto implica que isa = - isb - isc. Con lo que todo se puede rescribir:
λsa = λaa + λab + λac + λra = (Laa – M) ia + λr cos ϴ = La ia + λr cos ϴ ((((31313131)))) λsb = λbb + λba + λbc + λrb=(Lbb – M) ib + λr cos( ϴ - 120º) = Lb ib+ λr cos( ϴ - 120º) ((((32323232)))) λsc = λcc + λca + λcb + λrc=(Lcc – M) ic + λr cos( ϴ + 120º) = Lc ic+ λr cos( ϴ + 120º) ((((33333333))))
Sustituyendo esta conclusión en las ecuaciones de la dinámica de la máquina en el sistema abc:
− − ('wxy VWX) = ((((34343434))))
− − ('wxy VWX (\[+º) = ((((35353535))))
− − ('wxy VWX (\+zº) = ((((36363636))))
Operando teniendo en cuenta la ley de Faraday-Lenz:
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− − ' () −MxyXYZ = ((((37373737)))) − − ' () −MxyXYZ(− [+º) = ((((38383838))))
− − ' () − xyMXYZ(− +zº) = ((((39393939)))) Las ecuaciones anteriores son las que rigen la dinámica de la PMSM en el sistema abc. Estas ecuaciones nos servirán para las simulaciones y serán contrastadas con las que obtengamos en el sistema zdq.
Pero debemos obtener la ecuación del par en función de las variables en abc, ya que la salida de mi planta debe ser el par, con vistas a mover un sistema mecánico. La potencia instantánea es la multiplicación de las tensiones de cada fase por las intensidades correspondientes:
| = 6ada + 6bdb + 6cdc
~ = + + + + + + ' + ' + ' + MM XYZ(,) ++ XYZ , − +.0 + XYZ , + +.0 ((((40404040)))) El primer término son las pérdidas Joule, por lo cual si queremos obtener la potencia útil mecánica hay que obviar el mismo.
El segundo término se puede comprobar que es nulo ∀, ∈ J0,2AK. Así que tenemos la expresión de la potencia en función de las variables en abc, para obtener el par mecánico motor dividimos por la velocidad mecánica:
~ = MM XYZ(,) + XYZ , − +.0 + XYZ , + +.0 ((((41414141)))) = M~ XYZ(,) + XYZ , − +.0 + XYZ , + +.0 ((((42424242))))
[8]
28
2.3.2 MODELO DE LA PMSM EN zdq
En el apartado anterior obtuvimos las ecuaciones que rigen la dinámica de las PMSM en el sistema de coordenadas abc, estas representan el circuito que a continuación se detalla:
Figura 6: Modelo de la PMSM
JK = JMKJK + ('JK + JNMK) ((((43434343)))) Con la simplificación de las inductancias hecha anteriormente, la matriz Lss resulta:
' = G' ' 'I con ' = ' − H; = , , (44)
Por lo cual las ecuaciones de Kirchhoff se pueden rescribir:
JK = JMKJK + ('JK) + *k =
7889
Mxy XYZMxy XYZ (− +.
0 )Mxy XYZ (+ +.
0 )DEEF ((((45454545))))
Procedemos a aplicar la transformada de Park.
OPQRS = JTKJPK ⇒ JTK = +0
7889VWX , VWX(, − +.
0 ) VWX(, + +.0 )
XYZ , XYZ ( , − +.0 ) XYZ ( , + +.
0 )[/√+ [/√+ [/√+ DE
EF ((((46464646))))
JPK = JTK\[OPQRS ⇒ JTK\[ =7889
VWX , XYZ , [/√+VWX(, − +.
0 ) XYZ ( , − +.0 ) [/√+
VWX(, + +.0 ) XYZ ( , + +.
0 ) [/√+DEEF ((((47474747))))
OQRS = JTKJMKJTK\[OQRS + JTK' JTK\[OQRS + JTKJTK\[QR ((((48484848))))
ihj = fabc = G 0eλr0 I
Operando:
29
OQRS = JMKOQRS + ' JTK JTK\[ OQRS + ' OQRS + QR ((((49494949)))) El término JfK iio JfK\g nos proporciona los famosos términos cruzados, para la
resolución del mismo se ha hecho uso de la herramienta simbólico de Matlab, obteniendo como resultado:
JfK JfK\g = G 0 0− 0 00 0 0I Debido a que suponemos que el sistema de tensiones está perfectamente equilibrado, podemos omitir la ecuación de la coordenada z puesto que no influye. Las ecuaciones finales que representan el comportamiento de las PMSM son:
= −MQ + = + ' +M'Q( MM*) ((((50505050))))Q = Q +M + QQ + 'Q Q −M'Q +MM ((((51515151))))
Tenemos que evaluar el par electromagnético, para ello hacemos uso del concepto de potencia instantánea (potencia que entra a la máquina). Aplicando de nuevo la transformada de Park, teniendo en cuenta que la traspuesta de la transformada inversa es la matriz transformada [T] y de nuevo omitimos el término de la coordenada z puesto que el sistema está equilibrado, resulta:
|qp = ada + bdb + cdc = Ja b cK GdadbdcI = Ji h jK(JfK\g)′JfK\g GdidhdjI ~k = 0/+( + QQ) (52) Lo siguiente que hacemos es sustituir las expresiones de las tensiones estatóricas referidas a los ejes dqz teniendo en cuenta que estamos en régimen permanente y las derivadas temporales se anulan:
|qp = 32 (6d6i +e5id6hd6i + 6d6h −e5hd6hd6i +eed6h) ~k = 0+ ((+ + Q+ ) + MMQ +MQ' − 'Q) ((((53535353))))
A la vista del resultado, se identifican dos términos, el primero representa las pérdidas Joule de nuestra PMSM, y el segundo es la potencia mecánica que nuestra máquina está entregando o demandando. Por lo cual:
~) = 0+ MMQ +MQ' − 'Q ((((54545454)))) Para hallar el par, debemos dividir entre la velocidad mecánica, sabiendo que esta es la eléctrica divida entre el número de pares de polos.
) = 0+~QM + (' − 'Q)Q ((((55555555))))
30
La conclusión que se saca a la vista del resultado definitivo del par, es que el primer término produce par útil que es el debido a la interacción de la componente de la intensidad en el eje q con flujo máximo que producen los imanes, mientras que el segundo término produce un par resistente debido a la diferencia de reluctancia en los ejes d y q, a este par es resistente puesto que el entrehierro en el eje q es mayor que en el directo, lo que implica que Ld-Lq sea siempre negativo. Se le denomina par de reluctancia.
'Q'( + 0+ (' − ')) ((((56565656)))) ' = '( + 0
+ (' + ')) ((((57575757)))) A este par se ha hecho referencia anteriormente para ciertas simplificaciones, según el fabricante para los dos motores es menor del 2% del stall torque, lo que implica igualdad de las inductancias en los ejes d y q. Con esta aproximación obtenemos que el par es directamente proporcional a la intensidad en el eje q.
De tal forma que el par de reluctancia se anula, simplificándose la expresión del par:
) = 0+ ~QM ((((58585858))))
Adaptándonos a los datos que proporcionan los fabricantes, se puede expresar de una forma más sencilla, ya que nos dan la constante de par (KT), para el BLS-192 y MA-55 vale 2.37 y 1 Nm/A, respectivamente, resultando:
) = TQ ((((59595959)))) [7] [8]
2.3.3 VALIDACIÓN DE LOS MODELOS EN abc Y zdq
Teniendo los modelos en los sistemas de coordenadas abc y zdq, debemos validar ambos, con vistas a que todas las conclusiones y estrategias de control que se realicen de aquí en adelante sean fiables. Para validarlos, se usará el modelo de la PMSM que hay en SimPowerSystems.
El proceso que se ha seguido ha sido hacer funcionar las máquinas como generadores, para lo que hemos formado una estrella en el estator y hemos alimentado una carga resistiva.
El proceso de validación se ha realizado en Simulink, hemos elaborado una Embedded Function por cada modelo, cuyas entradas son tensiones en los respectivos sistemas de coordenadas y la velocidad de giro mecánica. No podemos conectar el estator en estrella físicamente, para solventar esto hemos impuesto que las tensiones de entrada a las plantas sean cero. Y con vistas a que no salgan unas intensidades excesivamente grandes hemos multiplicado por 10 las resistencias del estator, siendo esto análogo a alimentar una carga resistiva. Para el modelo de SimPowerSystems si se ha podido realizar la conexión en estrella del estator.
31
El esquema que se ha montado en Simulink se detalla a continuación:
Figura 7: Esquema Simulink-Validación de modelos
A continuación se muestran los pares y las intensidades de cada fase de los tres
modelos. Ante un escalón de velocidad en el segundo 1 y de un valor de 15 rad/s. El orden de
las gráficas siempre va a ser el mismo, primero la procedente del modelo en zdq, a
continuación la del modelo abc y para terminar la del SimPowerSystem.
Figura 8: Par de ambos modelos
Puede observarse que son exactamente iguales y que son de valor negativo, esto es
debido a que están funcionando como generador, ya que al ser la velocidad positiva el
producto del par por la velocidad, que es la potencia, es negativo, lo que supone que
consumen un par mecánico debido a las fem inducidas que tienden a frenar el rotor
produciendo así una potencia eléctrica. El comportamiento del modelo del SPS es algo distinto
32
puesto que el modelado que tiene es más sofisticado e incluye elementos de
amortiguamiento.
Figura 9: Intensidades de la fase a para ambos modelos
Figura 10: Intensidades de la fase b para ambos modelos
33
Figura 11: Intensidades de la fase c para ambos modelos
Se observan varios aspectos:
• Se obtienen un sistema de intensidades trifásicas equilibrado, cuyas intensidades
de fase tienen la misma amplitud y están desfasadas 120º.
• No existe desfases entre las intensidades de cada fase para los distintos modelos, a
excepción de las intensidades del modelo de SimPowerSystem que se encuentra
adelantada 90º, pero esto es debido a que Matlab utiliza una transformada qdz y
nosotros una dqz, por lo cual nuestro ángulo está 90º retrasados con respecto al
del Matlab como podemos observar en las figuras.
• El comportamiento del generador es el adecuado, ya que ante la ausencia de giro
no se inducen tensiones y por lo cual no aparecen intensidades, y al aplicar una
velocidad de giro se inducen fems apareciendo intensidades. A esta aparición de
intensidades le acompaña la presencia de un par resistente, el típico par mecánico
que hay que proporcionar a cualquier generador.
Es interesante hacer notar la facilidad que tienen las PMSM de funcionar como
generador, sin necesidad de excitar eléctricamente ningún devanado.
2.4 MODELO DEL SISTEMA MECÁNICO
Es imprescindible que esté presente un bloque mecánico en las simulaciones, siendo este el que nos determine la velocidad a la que van a girar nuestras máquinas.
Para modelar cualquier sistema mecánico que esté acoplado al eje partimos del equilibrio de pares en el eje y haremos uso del modelo de dos masas concentradas.
34
Figura 12: Modelo mecánico
Los pares que interaccionan son:
• Par eléctrico motor: es el par que proporciona la máquina para lograr el movimiento deseado. Se designa tau e y se considera en el sentido positivo.
• Par de carga: es el par resistente debido al accionamiento de una carga mecánica, satisfacer este par es nuestro objetivo.
• Fricción: es un par resistente que aparece debido al roce de piezas móviles-fijas. Se calcula multiplicando el coeficiente de fricción por la velocidad de giro mecánica.
• Par de inercia: es el producto de la inercia por la aceleración angular. El valor del momento de inercia no es el debido únicamente a la masa y distribución del rotor, sino también a la carga que se conecte.
Con todo esto aplicamos equilibrio de pares resultando:
M) = [ ( − ( − ∗ M)) ((((60606060)))) Al integrar la aceleración obtendremos la velocidad, esta expresión es coherente, ya que como podemos imaginar la velocidad de giro de nuestro sistema depende de la fuerza motora y de lo que tengamos conectado (par resistente).
2.5 PARÁMETROS DE LAS PMSM
En este proyecto usaremos dos máquinas adquiridas por el departamento de Ingeniería Eléctrica de la Universidad de Sevilla. Las referencias de estas máquinas son BLS-192 y MA-55, siendo su fabricante Mavilor.
El objetivo de este apartado es analizar e interpretar cada uno de los datos que los fabricantes dan de las PMSM.
35
BLS-192 MA-55 Velocidad máxima mecánica (rpm) 2800 6000 Par de bloqueo (Nm) 10% 82 31.8 Corriente bloqueo (A) 34.6 32.7 Par de pico (Nm) 10% 328 190.8 Relación par-peso (Nm/kg) 2.1 1.9 Constante EMF (V/rad/s) 5% 1.37 0.6 Constante de par (Nm/A) 5% 2.37 1 Par de reluctancia (Nm) <0.02*82 <0.006*31.8 Resistencia del devanado±5% (Ω) 0.26 0.2 Inductancia del devanado ±5% (mH) 1.5 1.9 Inercia del rotor (kg m2 10-3) 22 3.6 Cte de tiempo mecánica (ms) 1.76 1.6 Cte de tiempo eléctrica (ms) 5.77 7.6 Cte tiempo térmica (s) 4090 1500 Resistencia térmica (ºC/W) 0.18 0.2 Peso (kg) 39 16.8 Carga radial (en la mitad de la longitud del eje) (N)
1400 830
Carga axial (N) 690 410 Calentamiento CLASS-F Protección IP-65
Tabla 10: Parámetros de las PMSM
Es necesario adjuntar las curvas par-velocidad de las máquinas para entender estos datos mejor:
36
Figura 13: Curvas Par-Velocidad de las PMSM
Este tipo de máquinas deben de funcionar siempre por debajo de su curva par-velocidad, de tal forma que la potencia que entrega o consume depende del punto de funcionamiento. Aunque estas máquinas poseen un par de pico, el cual se puede suministrar por cortos periodos de tiempo, sobrepasando la curva de par-velocidad.
Con las curvas anteriores hemos obtenido la curva de potencia para cada máquina. De tal forma que tengamos siempre bien claro en que rangos nos podemos mover, ya sea de par como de potencia.
Figura 14: Curvas Potencia-Velocidad
A continuación se detallan algunas conclusiones y aclaraciones que surgen a la vista de los parámetros:
• La diferencia de velocidad máxima de cada motor, viene dada por que en el motor de flujo axial se usa el debilitamiento de campo y en el de radial no. Notar la diferencia de pendiente que hay en 3000 rpm para el MA-55.
• El par de bloqueo (Stall torque) se corresponde con el máximo par que la máquina puede proporcionar de forma continua, para ambas máquinas se da en las velocidades más bajas. Notar que el Stall torque y Stall current están relacionadas por la constante de par.
0.00
5.00
10.00
15.00
20.00
25.00
0 2000 4000
Po
ten
cia
(k
W)
Velocidad (rpm)
Potencia
(kW)
Lineal
(Potencia
(kW))
0
1
2
3
4
5
6
7
8
0 5000 10000
Potencia (kW)
Potencia
(kW)
37
• El par de pico es mucho más elevado para ambos casos, y se corresponde a situaciones transitorias, como por ejemplo a la hora del frenado.
• La constante de fuerza electromotriz [V·s] tiene como unidad el Webber, pero el fabricante la da referida a la velocidad de giro mecánica. Es decir, esta constante te proporciona la tensión que aparecería en bornes de la máquina cuando está en vacío girando a una determinada velocidad mecánica. Para poder determinar el coeficiente e que usamos en nuestras ecuaciones del modelo, tenemos que dividir EMF_CTE por el número de pares de polos.
M = HT~ ((((61616161))))
• Notar la relación que existe entre e :
T = 0+ H_T ((((62626262))))
Se puede comprobar que si obtenemos (constante de par) a partir de EMF_CTE nos sale prácticamente el valor de la constante de par del fabricante, teniendo en cuenta el error que se asume por parte del fabricante.
• La constante de tiempo mecánica es para el motor en vacío.
Queda por determinar cuánto valen las constantes de fricción de sendas máquinas, para ello haremos uso del control de velocidad que viene implementado en los GemDrives, y haremos medidas para el rango de velocidad en el que no se produce control por debilitamiento de campo.
M) = [
( − ( − ∗ M)) ((((63636363)))) A la vista de la ecuación que rige el modelo mecánico, podemos deducir la forma de proceder. Partimos de la situación de que al accionamiento se le va a imponer una velocidad de consigna constante y estando el motor en vacío, lo que supone que el par de carga es nulo (: = 0). El término de la inercia es nulo también, puesto que el control que traen implementado los convertidores hace que la velocidad sea constante. Así que si conseguimos obtener el valor del par que aporta la máquina para conseguir esa velocidad de giro de referencia estando en vacío, obtendremos el valor de Kb ya que la velocidad de giro la sabemos porque el resolver la retroalimenta.
Para el ensayo procederemos a tomar tres medidas en el intervalo de o a 3000 rpm, para cada uno de los cuáles necesitamos saber el valor de la iq que se le aplica al motor, ya que como se ha visto anteriormente el par es directamente proporcional al valor de iq según una constante. El ensayo se hará para la MA55 y posteriormente asumiremos que ambos valores son iguales puesto que son prácticamente despreciables.
38
Velocidad (rpm) Iq MA55 (A) Kb (Nms) 500 0.4144 0.008 1500 0.8004 0.0051 3000 1.2431 0.004
0.0057 Tabla 11: Valores de la constante de fricción
Notar la forma con la que aumenta el valor de Iq, que al aumentar el triple la velocidad
debería de aumentar el triple ella también, pero tan sólo aumenta el doble. Esto viene
provocado porque el coeficiente de fricción no es constante, sino que varía con la velocidad,
siendo menor a mayor velocidad, lo que rompe la proporcionalidad entre Iq y velocidad.
2.6 MODELO DINÁMICO DEL COCHE
La forma de proceder para la obtención del modelo dinámico del coche es utilizando la segunda ley de Newton. Las fuerzas que intervienen se muestran en la siguiente figura.
Figura 15: Modelo dinámico del coche
Pasamos a analizar una por una estas fuerzas:
• Resistencia por rozamiento (Frr): este término engloba lo que viene siendo la resistencia a la rodadura y toda la fricción del vehículo (según el autor [9]). Aunque el término que tiene mayor contribución es el de la resistencia al rodamiento, esto se produce en todos los cuerpos que tienden a girar, ya que debido a su propio peso se deforma, y si era perfectamente redondo en su inicio, deja de serlo. Para que empiece a rodar debemos de vencer el par que provoca esta fuerza.
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Figura 16: Resistencia a la rodadura
A la vista de la figura 16, se deduce que esta resistencia a la rodadura produce el siguiente par:
HM = M) ((((64646464)))) El coeficiente e, con unidades de longitud, se denomina coeficiente de resistencia a la rodadura, y físicamente representa lo que se deforma un cuerpo debido a su propio peso. Al dividir el par anterior por el radio de la propia rueda, reducimos el par a la fuerza necesaria para el arranque, siendo esta directamente proporcional al peso de la masa según el llamado coeficiente de rodadura ( ee = e/¡).
MM = MM) ((((65656565))))
• Resistencia aerodinámica (Fad): esta componente aparece en todo cuerpo moviéndose ante la presencia de un fluido. Depende del cuadrado de la velocidad con que se mueve el cuerpo, y del diseño del cuerpo, de tal forma que es importantísimo a la hora de diseñar un vehículo disminuir en la medida de lo posible dicho coeficiente para disminuir el consumo. Su expresión es:
¢£¤ = [+ ¥¦§¤¨+ ((((66666666))))
• Fuerza de ascensión (Fhc): esta es la fuerza necesaria para vencer cierta parte de la gravedad del vehículo cuando sube o baja una cuesta, la parte de la gravedad a vencer o que nos empuja depende de la pendiente de inclinación.
© = ) XYZ ª ((((67676767))))
• Fuerza de inercia (Finercia): esta componente la constituyen dos términos: o Fuerza de inercia lineal: es la inercia que aparece debido a los cambios de
velocidades del vehículo, viene determinada por:
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= ) ((((68686868))))
o Fuerza de inercia debida a la aceleración angular: engloba la inercia que aparece cuando aceleramos las piezas rotativas y se aproximará como el 5% de la lineal.
Figura 17: Relación Par motor-Fuerza motora
La aceleración angular aparece cuando hay par, de la expresión del mismo podemos obtener la fuerza de tracción que sufre el coche debido al par motor:
T) = « M¬ ⇒ = ¬T)«M ((((69696969))))
• ®: rendimiento de la transmisión motor-rueda.
• °: ratio de reducción de la reductora.
• ¡: radio de la rueda del vehículo.
• ±: momento de inercia del rotor del motor.
Por otro lado, tenemos la expresión del par de inercia, que sustituyéndola en la última ecuación anterior obtenemos la fuerza lineal que representa la inercia de las piezas giratorias:
fqpmecqa = ±° ¡ ⇒ ²³a = ± °®¡
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Debido a que estos valores no son fáciles de obtener, se suele hacer una aproximación de tal forma que dicha fuerza el 5 % de la aceleración del vehículo, resultando que la fuerza de inercia total es:
kM = [. 4) ((((70707070)))) Con todas las componentes descritas se procede a hacer el equilibrio de fuerzas, resultando:
´ ¬«Mµ T = MM) + [
+ ¶·+ + ) k ª + [. 4) (71) [9]
2.7 DISEÑO DE LOS PARÁMETROS DEL COCHE
Es necesario definir qué vehículo vamos a estudiar. Partiendo de que se propone emular un coche usando como tracción el motor MA-55, debemos buscar su punto de funcionamiento de máxima potencia nominal, con vistas a asignarle este punto al punto de funcionamiento nominal del vehículo.
Par (Nm) Velocidad (rpm)
Potencia (kW)
31.8 0 0
30 700 2.2
27.5 1500 4.3
26 2000 5.4
23.5 2500 6.2
22 3000 6.9
20 3300 6.9
18.5 3500 6.8
16 4000 6.7
10 5000 5.2
4 6000 2.5 Tabla 12: Valores par-velocidad-potencia MA-55
Vemos que para 3000 rpm obtenemos la máxima potencia con un par de 22 Nm, esto supone que cuando el motor gire a 3000 rpm nuestro vehículo debe circular a 120 Km/h. Pasaremos esta velocidad longitudinal a rotacional sabiendo que el neumático que se va a utilizar es 225/40 R18, el primero de estos tres número es la anchura en mm del neumático, el segundo es el cociente entre la altura del neumático (perfil) y la anchura, y el tercero es el diámetro de la llanta en pulgadas, teniendo esto en cuenta determinamos el radio de nuestra rueda:
¡ = (0.4 ∗ 22.5 ∗ 2 + 18 ∗ 2.54) ∗ 0.5 = 31.86 =¸
120 ℎ = 33.33 ? → = 33.330.3186 = 104.6244 ¡? = 999.0894 ¡º¸
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Por lo cual podemos resolver el problema de si acoplar una caja reductora o no. La única posibilidad de conseguir que el motor MA-55 trabaje en su punto de máxima potencia cuando el coche circula a 120 Km/h es acoplar una caja reductora fija en cada rueda (en inglés Gear box), la relación de reducción debe ser 1:3. Esto implica que la rueda va a ir a 1/3 de la velocidad de giro del rotor del motor, viendo el par que aplica el motor su valor multiplicado por 3 a la hora de hallar la fuerza longitudinal.
El resto de los parámetros se han sacado del Nissan leaf, el cual es full electric.
• Radio rueda (r): 0.3186 m
• Neumáticos: 225/40 R18
• Gear ratio (G): 1:3
• Ancho: 1.763 m
• Alto: 1.42 m
• Masa en vacío (M): 1525 kg
• Coeficiente aerodinámico (Cd): 0.29
• Velocidad nominal: 120 Km/h
• Par nominal= 4*22=88 Nm
• Potencia nominal= 4*6.9=27.6 kW
• Potencia máxima: típicamente se suelen diseñar los vehículos siendo la potencia máxima de los mismos el doble de la nominal. Así consideraremos una potencia máxima de 60 kW.
• Par máximo=4*31.8=127.2 Nm
En resumen, si construyéramos un vehículo full electric con 4 motores MA-55 (uno en cada rueda) y con G=1:3, obtendríamos las prestaciones reflejadas anteriormente. Destacar el elevado par máximo, que se daría en el arranque del coche. Esto explica la típica situación vivida por más de uno de nosotros de comparar el arranque de un vehículo funcionando con tracción eléctrica y uno de combustión, en la cual el eléctrico supera sin ningún tipo de problema al de combustión. Ver en la gráfica de estos motores los elevados pares de arranque.
A continuación se van a mostrar unas simulaciones realizadas con el modelo dinámico del vehículo, al que se le ha aplicado el par nominal. Se trata de ver la evolución de las fuerzas resistentes, de la velocidad y de la potencia. Resaltar que en este ensayo no se ha introducido pendiente y tan sólo se ha considerado la masa de un ocupante (conductor).
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Figura 18: Validación modelo del coche
Se observan varios aspectos:
• En la primera gráfica llega un punto en el que la resistencia aerodinámica supera a la resistencia de rodadura. Lo que es lógico, puesto que la aerodinámica depende del cuadrado de la velocidad y la de rodadura se supone constante.
• La potencia sigue la misma tendencia que la velocidad, ya que la primera es el producto del par por la velocidad y al ser el par que estamos aplicando constante lo que determina su tendencia es la velocidad.
• La velocidad (3ª gráfica), conforme va aumentando el tiempo, su pendiente va disminuyendo, esto viene provocado por el aumento de la resistencia aerodinámica.
• Podemos comprobar que para los 28 kW (potencia nominal), obtenemos una velocidad de 32.1 m/s=115.56 km/h (velocidad nominal) a los 107 segundos.
• Este último punto puede parecer que el coche cumple las prestaciones pero de forma muy lenta, pero no olvidemos que le hemos aplicado el par nominal (22 Nm) y que el motor dispone de pares más elevados a menores velocidades, es decir el arranque que hemos efectuado no ha sido usando las máximas prestaciones del MA-55.
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Figura 19: Punto nominal del vehículo
Para poder demostrar lo competitivo que puede llegar a ser nuestro vehículo diseñado, efectuaremos un arranque a potencia máxima. Esto quiere decir que el producto del par que proporcione el motor por la velocidad a la que gire debe de ser igual a 60 kW. En las simulaciones haremos uso de un bloque de saturación con idea de impedir que se demande más del par de pico y que no se produzcan daños en los dispositivos.
Figura 20: Arranque a potencia máxima
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Este es un arranque que pone al límite todo el sistema, como recompensa obtenemos
los 120 km/h a los 18 segundos, mucho más rápido que el arranque a potencia nominal. El
perfil de par que se obtiene tiene la siguiente forma:
Figura 21: Perfil de par en el arranque a máxima potencia
El elevado par que aparece en los primeros instantes se emplea para vencer la inercia
que aparece, una vez que la aceleración va siendo menor, el valor de la fuerza de inercia va
disminuyendo. Como conclusión sugerir el gran ahorro que supondría la conducción eficiente,
de tal manera que cuando se pretenda frenar no se use el freno, a no ser que sea
estrictamente necesario, y se deje de acelerar, de esta forma seremos impulsado por la
inercia, y lo que hacemos es recuperar energía consumida por el vehículo pero de forma
mecánica.
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3 SIMULACIONES
Este apartado se hace imprescindible cuando se pretende llevar algo a la realidad (laboratorio), ya que antes de emular nada en el laboratorio hemos de simularlo y comprobar que todo funciona correctamente, no existiendo riesgos que pongan en peligro la integridad humana ni la de la aparamenta.
Puesto que se pretende emular un coche eléctrico mediante dos PMSM, la estrategia de control será la misma para ambas máquinas. Así que lo primero que haremos es diseñar el control de una PMSM con una carga mecánica cualquiera, y posteriormente generalizaremos para nuestra situación.
Para finalizar este capítulo acoplaremos la parte que modela todas las cargas resistentes y la parte motora, siendo la segunda ley de Newton la que nos rija este acople.
3.1 ESTRATEGIA DE CONTROL PARA LA PMSM
Nuestro objetivo de control es el par, ya que en la parte motora se modela la tracción de un coche, en la cual hay dos controladores implementados. El primero es el propio conductor que pretende ir a una velocidad para lo cual regula el par mediante el acelerador del coche (teniendo en cuenta los pares resistentes esto se detallará mas adelante). El otro controlador es el propio que determina las tensiones de alimentación al motor para producir el par de referencia que ha indicado el conductor con el acelerador.
Con respecto a la parte resistente también se pretende controlar por par, puesto que queremos modelar todas las cargas resistentes que actúan sobre el vehículo y que se han detallado en el apartado del modelado dinámico del vehículo.
Para diseñar el control se trabaja en coordenadas zdq, ya que se simplifica enormemente la complejidad del cálculo debido a que obtenemos un sistema bifásico constante. Procedemos a plantear las ecuaciones de la PMSM en zdq que determinan la dinámica de la misma: d6i = 15i 6i − 6d6i −e5hd6h
d6h = 15h 6h − 6d6h +e5id6i −ee
Hay dos alternativas para controlar estas ecuaciones, una es considerar la dinámica de un circuito RL con perturbaciones en el eje d −e5hd6h y en el eje q +e5id6i −ee. La otra opción es la que nosotros hemos considerado ya que su control es mucho más sencillo, consiste en realizar el siguiente cambio de variable: d6i = 15i 6i − 6d6i −e5hd6h = i → d6i = i
d6h = 15h 6h − 6d6h +e5id6i −ee = h → d6h = h
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Aplicando la transformada de Laplace: d6i = i → ?±6i = »i → °i(?) = 1?
d6h = h → ?±6h = »h → °h(?) = 1?
Se detalla el diagrama de bloques, y la función de transferencia a lazo cerrado, a partir de la cual hallaremos la constante de tiempo deseada:
Figura 22: Lazo de control de intensidad.
°¼½(?) = ¾? → °¼¿(?) = °¼½1 + °¼½ → °¼¿(?) = 11 + ?¾ → li = 1¾
Para determinar el valor de las constantes, partimos de una constante de tiempo deseada que nosotros impongamos y despejando obtenemos los parámetros del controlador.
Resulta que si trabajamos con Ud y Uq la dinámica de nuestro sistema tiene como función de transferencia un integrador, este es fácil de controlar por lo que nos conformaremos con un controlador Proporcional. Además, si nuestra referencia es el par, este lo transformamos a intensidades, que es lo que tenemos si integramos Ud y Uq. El esquema de control se detalla a continuación:
Figura 23: Esquema de control de una PMSM.
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Tal y como podemos observar en el esquema nuestra entrada al sistema es par, este lo traducimos a intensidad mediante la constante de par. Si tenemos en cuenta que la componente de la intensidad en el eje d no nos proporciona par útil, podemos hacer un control vectorial de tal forma que impongamos que id=0, esto significa que estamos controlando de la forma más eficiente posible, puesto que toda la intensidad que inyectamos nos produce par, que al fin y al cabo es nuestro objetivo.
Ya tenemos por lo tanto los dos valores de la intensidad de referencia, a los cuales les aplicaremos el control proporcional, resultando Ud y Uq. Antes hemos aclarado que Ud y Uq no son variables de nuestro sistema, tan sólo son el resultado de un cambio de variable, así que deshaciendo el cambio de variables, mediante el uso de las magnitudes de salida de nuestra planta y nuestro sistema mecánico obtenemos Vd y Vq.
Las variables en el sistema zdq sólo se utilizan en el control, lo que nos obliga a pasar las tensiones al sistema abc y poder entrar así en nuestra planta que nos proporcionará las intensidades abc, con las que debemos comprobar las intensidades de referencia. Salta a la vista que debemos de hacer un nuevo cambio de sistema de referencia, pero esta vez al revés, pasando las iabc a izdq, teniendo con esto la realimentación de intensidades. Es imprescindible acoplar una carga mecánica y así poder hacer uso de la ecuación mecánica, la cual nos proporcionará la velocidad mecánica de giro (wrm).
Para los diversos cálculos intermedios son necesarias variables tales como id, iq y wr. Esta última es la velocidad eléctrica de giro, que es P veces la velocidad mecánica de giro. Para las transformadas abc/zdq es necesario el ángulo de posición del rotor, el que obtenemos por la simple integración de wr a través de un integrador.
Para mostrar que el control funciona correctamente realizaremos una simulación del sistema. Esta situación modela el funcionamiento del motor en vacío, pero es necesario mayorar el coeficiente de fricción para evitar aceleración excesiva, lo que supondría una velocidad excesiva también. Si no pusiéramos esto, pueden aparecer problemas numéricos, ya que al ser las velocidades tan elevadas, el ángulo varía demasiado rápido para que el software pueda realimentar los valores exactos del ángulo. Y como el objetivo de este apartado es mostrar el correcto funcionamiento nos bastará con mayorar la fricción.
La simulación se llevará a cabo para el BLS-192, al cual se le proporcionará un escalón en el par de referencia de 16 Nm en el segundo 1. Se le aplicará un escalón de carga que represente un par resistente de 7 Nm en el mismo instante. El valor de Kb que se ha impuesto es de 2.85 Nms.
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Figura 24: Evolución del par del BLS-192 en vacío.
Se observa un perfecto seguimiento del valor de referencia del par (16 Nm). El valor de la Kp que se ha establecido para esta simulación es de 10, esto supone que el 63 % de 16 Nm debería de alcanzarse en 0.1 s según la constante de tiempo deseada, que se halló tras determinar la función de transferencia a lazo cerrado. Veamos en la siguiente gráfica como se cumple a la perfección. Lo que nos permite validar el control.
Figura 25: Comprobación de la constante de tiempo deseada BLS-192 en vacío.
Pasaremos a mostrar las tensiones en abc y zdq. Las tensiones abc se estabilizan para el valor de 45 V, esto se produce ya que se alcanza un equilibrio de pares entre el par motor y el par de fricción impuesto, y a la vista de las ecuaciones de la PMSM se valida esta afirmación. Recordar que son tensiones de fase y no de línea.
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Figura 26: Tensiones abc BLS-192 en vacío
Con respecto a las Vzdq, notar en la figura 25 que las tensiones son magnitudes constantes, y que Vd tiene un valor próximo a cero mientras que Vq es la que aumenta. Aclarar que esto sólo pasa cuando no se hace debilitamiento de campo, en determinadas ocasiones es necesario que estas máquinas trabajen a altas velocidades. El problema de esto, es que las tensiones que se inducen en el estator son directamente proporcional a la velocidad de giro mecánica, con lo que pueden aparecer problemas de sobretensiones a altas velocidades. Aquí es donde entraría en juego el control por debilitamiento de flujo, que consiste en inyectar id, con lo que conseguiríamos contrarrestar el efecto de la velocidad, por el contrario subiría el valor de Vd.
6i = 6d6i + 5i d6i +e5id6h 6h = 6d6h + 5h d6h −e5hd6i +ee; ?dd6i ↑↑→ 6h ↓↓
El hecho de seguir aumentando la velocidad implica que el par se vea reducido, ya que el par de reluctancia comienza a tener valores significativos. Para controlar la id que
se inyecta se hace un control vectorial teniendo en cuenta que ∝= atan(qÄÅqÄÆ). Esto es
básicamente lo que hemos hecho anteriormente para diseñar el control de la PMSM, pero imponiendo un valor de ∝= 0. Básicamente lo que se pretende es impedir que el flujo magnético en el entrehierro de la PMSM siga creciendo mediante la inyección de un campo magnético en sentido contrario. [10]
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Figura 27: Tensiones zdq BLS-192 en vacío.
Las intensidades en abc son las que se muestran a continuación:
Figura 28: Intensidades abc BLS-192 en vacío.
Ver que las intensidades es lo que estamos controlando y no tensiones.
3.2 ESQUEMA DE EMULACIÓN DE LA PARTE RESISTENTE
Para poder emular la parte resistente, necesitamos una función que nos genere el par de referencia que le debemos de proporcionar al motor BLS-192. Dicho par debe representar fielmente a la totalidad de las cargas que actúan sobre un vehículo, tanto en movimiento como en reposo. Es decir debe englobar la fuerza de resistencia al rodamiento y de rozamiento, la resistencia aerodinámica, la fuerza de ascensión y la inercia.
Esta inercia hay que tener muy claro que es la inercia propia del vehículo, no la de los motores. Esto se detallará más adelante cuando se abarque el estudio de cómo acoplar
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las máquinas de tal forma que el comportamiento sea fiel a la realidad. Debido a que el resolver no proporciona la aceleración y para adaptarnos a la realidad , a la hora de calcular la aceleración y poder calcular con esta la inercia, haremos uso de una función de transferencia que se asemeja mucho a la función de transferencia de la derivada: ?l? + 1 Ç>Èl = 0.001
La ecuación que nos genera el par de referencia es el siguiente:
: = ee¸É + 12ÊËÇi +¸É?dÈÌ + 1.05¸
Para poder obtener una señal de salida de esta función necesitaríamos proporcionarle como entrada variables importantes como:
• Masa de los ocupantes.
• Velocidad longitudinal del vehículo, que la calcularemos a partir de la velocidad de giro de la rueda, multiplicando esta por el radio de la rueda considerada.
• Aceleración longitudinal del vehículo, la forma de proceder para calcularla es totalmente análoga a la de la velocidad longitudinal, pero operando con la aceleración angular de la rueda en lugar de la velocidad.
• Pendiente de la calzada.
El problema que lleva consigo la simulación de esta parte es la resolución de las ecuaciones de los modelos por parte del software, ya que al no tener nada que frene al motor la velocidad crece hasta valores enormes, lo que implica muy alta frecuencia y a la hora de calcular el ángulo aparecen problemas numéricos. Debido a esto y a que el objetivo de este apartado es tan sólo mostrar el perfil de par que generamos, hemos variado un poco los valores de las inercias y del coeficiente de fricción para poder obtener una solución a lo aclarado anteriormente.
Se detalla el diagrama de bloques que se ha montado en Simulink.
Figura 29: Esquema parte resistente.
Poco difiere con respecto al control básico de par, lo único es la forma de proporcionarle el par de referencia.
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En la gráfica que se encuentra a continuación podemos ver el perfil de par.
Figura 30: Perfil de par resistente.
Se observa como la respuesta del control (la curva inferior) sigue la referencia (la superior). Debemos resaltar el primer pico que aparece que es debido a la inercia del vehículo, debería de ser más grande, pero ya se ha aclarado anteriormente que estos valores no son reales porque si no, no podríamos resolver las ecuaciones debido a las altas frecuencias. Conforme aumenta la velocidad en el tiempo, el par aumenta cuadráticamente, esto viene provocado por la resistencia aerodinámica, la otra componente que tiene la curva es la resistencia al rodamiento, que es prácticamente constante.
La gráfica de las tensiones denota que debido a que el par cambia constantemente, no se alcanzan tensiones de valor constante (ya que la velocidad varía), y la tendencia de las mismas debe de ser la misma que la de la resistencia aerodinámica.
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Figura 31: Tensiones en la parte resistente
Las intensidades tienen la misma tendencia, de nuevo se aprecia como lo que se controla son las intensidades, de hecho cuando el par crece cuadráticamente debido al término de la resistencia aerodinámica las intensidades también lo hacen.
Figura 32: Intensidades en la parte resistente.
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3.3 ESQUEMA DE EMULACIÓN DE LA PARTE MOTORA
A continuación vamos a mostrar el esquema de control que se ha implementado para el motor MA-55, el cual emulará la parte motora del vehículo.
Figura 33: Esquema de control de la parte motora.
La única variación que se ha introducido con respecto al esquema del apartado del esquema de control genérico, es la introducción de un controlador proporcional (P), que nos regule la velocidad.
Figura 34: Lazo de control de velocidad.
En esta simulación hemos asignado los valores reales de inercia y constantes de
fricción, ya que al estar a lazo cerrado, la velocidad no se dispara y no aparecen problemas
numéricos, cabe destacar la rápida respuesta del sistema para alcanzar el valor establecido de
velocidad (1000 rpm), está en el entorno de 30 ms. El valor de la ganancia del controlador de
velocidad que se ha puesta, es la que facilita el convertidor tras hacer el ensayo de autotuning
(kp=1500). Ver la figura 33, en la parte superior la evolución de la velocidad y el par en la parte
inferior.
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Figura 35: Velocidad y par del MA55 en vacío
Las tensiones e intensidades de alimentación respectivamente se corresponden con las
siguientes gráficas.
Figura 36: Tensiones del MA55 en vacío
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Figura 37: Intensidades del MA55 en vacío
Es interesante en la última gráfica ver como cuando se alcanza el régimen permanente
las intensidades se establecen en valores muy pequeños, ya que al estar en vacío no hay par
resistente (tan solo el de fricción que es muy pequeño), por lo que el valor de iq es pequeño y
el de id nulo, esto provoca valores de iabc muy pequeños también. A la vista del valor en el
ensayo para la obtención de la Kb para 1500 rpm, vemos que la iq también es muy pequeña.
3.4 PARTE RESISTENTE Y MOTORA ACOPLADAS
En este apartado se mostrará y justificará el montaje de ambas máquinas acopladas, se mostrará el caso en el que cerremos el lazo a través de un controlador P que implemente un conductor, y el caso en el que la situación es a lazo abierto y se trata de ver cómo reacciona el sistema ante una aceleración.
Para ambos montajes se ha considerado que el MA-55 va a funcionar con una reductora y que el BLS-192 va a funcionar a la velocidad de la rueda. De tal forma que cuando se implemente en el laboratorio todo esto, ambas máquinas deberán girar a la misma velocidad, la que elegiremos la velocidad en el eje del MA-55, que es 3 veces mayor de la del BLS-192, esto provoca que el par se vea dividido por tres de tal forma que se conserve la energía, ya que de lo contrario la potencia del BLS-192 se habría visto multiplicada por 3.
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3.4.1 LAZO CERRADO
Básicamente lo que hacemos para acoplar las máquinas es unir los bloques de la parte resistente y motora mediante una función que contenga la inercia real que tienen los motores, esta ecuación nos proporcionará la velocidad de giro de la rueda, no se puede perder de vista que esta velocidad que proporciona este bloque es la de la rueda, ya que el par motor que se le proporciona es G veces el par que proporciona el MA-55, y para que la energía se conserve, la velocidad debe de ser 3 veces menor, lo que demuestra que es la velocidad de la rueda.
Por lo cual en el sistema aparecen dos inercias, una sería la que tendría el coche que estamos emulando y la otra la que tienen en realidad los motores y hay que tenerla en cuenta para las simulaciones ya que condicionará, aunque en menor medida, los tiempos de respuesta. Esta configuración obliga a que el motor de la parte resistente proporcione un par resistente que se corresponde fielmente al que vería un coche.
Otro aspecto que aparece nuevo es la forma de emular a un conductor, se ha elegido un controlador P puesto que el conductor siempre tiene un error de velocidad en tiempo real, por lo que no es necesario tanta exactitud. También ha sido necesario usar unas funciones con idea de introducir las limitaciones de las máquinas, ya que de lo contrario aparecerían elevados pares de arranque para satisfacer el escalón de referencia en velocidad que se lo proporciona. Este bloque nos limita el par denominado en la figura como tau *.
Se muestra el diagrama de bloques:
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Figura 38: Esquema de las PMSM acopladas-lazo cerrado
Aclarar también que en este caso se alcanzará antes la velocidad nominal, puesto que
la limitación del par que se ha puesto se adapta a las curvas reales de las PMSM par-velocidad,
existiendo pares de mayor valor en el arranque, esto origina una mayor aceleración. Tras
ejecutar una simulación durante un período de 70 segundos se obtienen las siguientes
gráficas:
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Figura 39: Velocidad-lazo cerrado
En 61 segundos alcanza la velocidad de referencia establecida, la explicación de este
decremento del tiempo que tarda en alcanzar la velocidad nominal se explica en el párrafo
anterior.
La evolución tanto del par resistente como del motor se muestran a continuación:
Figura 40: Evolución de pares-lazo cerrado
Se puede apreciar cómo se adaptan en el arranque al perfil de la curva de par-
velocidad de cada motor, ya que al provocarle un escalón de velocidad deberían aparecer
pares elevados. Esta situación en la realidad no se podría dar, puesto que las ruedas del
vehículo deslizarían, sería cuestión de sustituir este escalón por una rampa con una
aceleración adecuada.
Pasamos a mostrar tensiones e intensidades del MA-55:
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Figura 41: Tensiones MA-55-lazo cerrado
Ver que cuando se alcanza la velocidad de referencia las tensiones dejan de seguir
creciendo, debido a que la velocidad se establece en un valor. Ver ecuaciones de la PMSM
Figura 42: Intensidades MA-55-lazo cerrado
El perfil de las intensidades se adapta al perfil del par, debido al control que aplicamos.
Las tensiones e intensidades, respectivamente, del BLS-192 son:
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Figura 43: Tensiones del BLS192-lazo cerrado
Figura 44: Intensidades del BLS192-lazo cerrado
Tanto los valores de las tensiones como de las intensidades pueden ser llevados a la
realidad.
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3.4.2 LAZO ABIERTO
El diagrama de bloques es exactamente igual, a excepción del control proporcional que hace la función del conductor. Es decir, la parte resistente (bloque superior) es igual, pero a la parte motora (bloque inferior) se le entra por par y no por velocidad, no siendo necesario de esta forma retroalimentar la velocidad. Tampoco hacemos uso de bloques de saturación puesto que las referencias de par las vamos a establecer nosotros, y lo haremos sin sobre pasar los límites de las PMSM.
Tras ejecutar una simulación durante unos 110 segundos, ya que cuando validamos el modelo dinámico del coche vimos que la velocidad nominal (32.1 m/s) se alcanza para el entorno de los 105 segundos aplicando un par motor de 22 Nm (en el eje del motor). Para poder validar todo este trabajo de simulación debería de satisfacerse la velocidad nominal en el mismo instante, en la siguiente figura lo comprobamos:
Figura 45: Velocidad a lazo abierto
La ordenada de la gráfica anterior está en rad/s, tenemos que la velocidad nominal son
32.1 m/s, esto equivale, con el radio de la rueda de 0.3186 m, a 100.75 rad/s. Esta velocidad
vemos que se alcanza para el instante 101.73 segundos. Hay una pequeña diferencia pero se
puede asumir ese error, puesto que la diferencia es de tan sólo 1 segundo, y se puede atribuir
al diferente patrón de muestreo que se ha tomado para realizar los scopes.
La evolución de la aceleración parece razonable, ya que ante el escalón de par, aparece
una fuerte aceleración, que poco a poco se va disminuyendo, ya que conforme acelera el
coche la diferencia de par es menor, puesto que entra en juego la resistencia aerodinámica.
64
Figura 46: Evolución de la aceleración-lazo abierto
Pasaremos a mostrar las tensiones y las intensidades de alimentación del BLS-192.
Figura 47: Tensiones del BLS-192-lazo abierto
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Figura 48: Intensidades del BLS-192-lazo abierto
Todos los valores son lógicos, las intensidades son razonables ya que son las que están
relacionadas con el par, y estamos trabajando en el punto de par nominal. Recalcar el valor
constante de las intensidades, provocado por el control de par. Con respecto a las tensiones
vemos que crecen al aumentar la velocidad, esto se deduce de las ecuaciones de la PMSM, en
las que la dependencia de las tensiones con la velocidad es evidente. Aunque a pesar de que el
valor de las tensiones crezca no sobrepasan los 230 V. A la vista de los valores de tensión e
intensidad del BLS-192, no habría ningún problema que llevar el caso a la realidad. No olvidar
que el BLS se encuentra girando a 1/3 de la velocidad del MA-55.
Mostraremos las tensiones e intensidades de alimentación del MA-55.
Figura 49: Tensiones del MA-55-lazo abierto
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Figura 50: Intensidades del MA-55-lazo abierto
Todos los valores son lógicos, las intensidades son razonables ya que son las que están
relacionadas con el par, y estamos trabajando en el punto de par nominal. Recalcar el valor
constante de las intensidades, provocado por el control de par. Con respecto a las tensiones
vemos que crecen al aumentar la velocidad, esto se deduce de las ecuaciones de la PMSM, en
las que la dependencia de las tensiones con la velocidad es evidente.
3.4.3 SIMULACIÓN DE LA INERCIA
Se pretende simular la situación de que un coche en punto muerto y en una llanura de asfalto es empujado por una fuerza, ya sea esta realizada por parte de una persona o de una máquina.
Se supone que para el lector será conocido que cuando empujas un coche, al principio cuesta más hacerlo mover, pero una vez puesto en movimiento no es necesario aplicar tanta fuerza.
Pues bien, con el sistema de control implementado en Simulink, si conectaramos los 4 motores MA55 a sendas ruedas de coche, uniendo los 4 ejes por un chasis lo más ligero posible. Ante una fuerza horizontal aplicada a nuestro prototipo debería de costar exactamente lo mismo empujarlo que si fuera un vehículo real.
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Figura 51: Esquema de control; Simulación inercia
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Analizaremos el esquema de abajo a arriba, el primer bloque que nos encontramos calcula el conjunto de fuerzas resistentes que debe de vencer el vehículo, entre ellas la fuerza de inercia. Destacar que para el cálculo de la resistencia a la rodadura se ha hecho uso de la función de Sigmoid, agilizando así el proceso de cálculo. En el esquema de simulación, nos hemos adaptado a la realidad al máximo, ya que en el montaje experimental tan sólo tendremos la velocidad, retroalimentada por el resolver. Para obtener la aceleración hacemos uso de una función de transferencia como la mostrada en el dibujo, cuya aproximación es muy exacta.
Mediante el número de motores y el radio de la rueda traducimos esta fuerza resistente a par resistente. Ocurre que la propia inercia que presenta el rotor del motor ya es una fuerza resistente, por lo que a la fuerza resistente calculada a través del modelo dinámico del vehículo, debemos de restarle la fuerza de inercia real que tiene nuestro sistema, es decir, el momento de inercia que presenta nuestro motor.
Una vez que tenemos el par neto resistente (tau *), debemos de proporcionarle este al control. Debemos de tener especial cuidado con el signo que le damos a este par. En las simulaciones se le ha cambiado el signo, de tal forma que al control entre -tau *, ya que este par es resistente y en la ecuación de equilibrio de pares del motor, este par irá con signo positivo (par motor). En caso de que no se le asigne el signo menos a la entrada del control, habría que considerar este par como resistente en la ecuación dinámica del motor.
Todo el bloque de control está validado, así que obtendremos el par deseado.
Con el par de control calculado, debemos entrar en el bloque que nos rija la dinámica que tenemos realmente, ya que lo que nosotros tenemos es un motor y no un coche. Esto quiere decir que, a la ecuación de equilibrio de pares en el eje del motor aparecerán la inercia del rotor, la fuerza aplicada traducida a par y el par del control. La salida de esta función será el momento de inercia real que hay en nuestro sistema (la del motor), que dividido entre el momento de inercia del rotor del motor obtendremos la aceleración angular. Solo nos queda hallar la velocidad a la que gira la rueda del coche, para lo que integraremos la aceleración angular mediante un integrador.
El esquema obtenido se adapta a la perfección a la realidad, ya que ni utiliza en los procesos de cálculo el valor de la fuerza que se aplica ni la aceleración, ya que el resolver no nos proporciona aceleración.
Realizaremos unas simulaciones para chequear que todo funciona correctamente:
• La resistencia a la rodadura anda en el entorno de 150 N, por lo cual si aplico una fuerza menor de dicho umbral, no debería de girar:
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Figura 52: Velocidad cuando F < Resistencia rodadura
• Aplicaremos una fuerza de empuje de 450 N:
Figura 53: Fuerzas resistentes; simulación de inercia
La primera gráfica es la de la fuerza de inercia que aparece, aclarar que esas perturbaciones que aparecen se deben a la forma de calcular la derivada de la velocidad mediante una función de transferencia, disminuyendo la constante de tiempo de dicha función de transferencia estas perturbaciones se disminuyen. El valor en régimen permanente se aproxima a 290 N (29 kg), parece un valor lógico puesto que no estamos imponiendo una aceleración excesivamente grande.
La segunda curva es la de la resistencia aerodinámica, debido a que en este ensayo no se alcanzan altas velocidades no influye mucho.
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La tercerea gráfica es la de la resistencia a la rodadura, vemos como su valor se mantiene constante y próximo a los 150 N.
El perfil de velocidad que se obtiene con la aplicación de esta fuerza es:
Figura 54: Simulación de inercia; perfil de velocidad
Vemos que en 15 segundos se alcanzan los 10 km/h ante una fuerza aplicada de 450 N, este valor es razonable, puesto que 450 N es la fuerza que se aplica con las piernas al empujar un coche y 10 km/h en 15 segundos se alcanzan perfectamente.
3.4.4 CONCLUSIONES
A la vista de las gráficas podemos afirmar que es viable la emulación del sistema en el laboratorio. Aunque viendo las gráficas se pueda pensar que no puesto que el par resistente es mayor que el máximo par del MA-55, pero al haber puesto una reductora, podemos trabajar en el nivel de las 3000 rpm, lo que supondría reducir a la tercera parte ambos pares, con lo que lograríamos estar dentro de los límites admisibles de ambos motores.
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4 MONTAJE EXPERIMENTAL
Ahora analizaremos cómo funciona el sistema completo, seguidamente explicaremos el montaje realizado, describiendo cada uno de los dispositivos empleados. Y para terminar se mostrará un ejemplo para verificar que todo funciona como se espera.
4.1 FUNCIONAMIENTO DEL SISTEMA
Se pretende emular un coche eléctrico, por lo cual uno de las máquinas (MA55) deberá emular el par que da el conductor para ir a la velocidad que desea el conductor, el cual depende en cierta medida de los pares resistentes que aparezcan, los cuales los emulará la máquina de flujo radial (BLS1992).
Llegados a este punto parece claro afirmar que cada uno de los cuales debe aplicar un par, los cuales tendrán un signo asignado pero que durante el transcurso de las emulaciones pueden variar, por ejemplo el caso de que el conductor necesite frenar porque el par resistente a disminuido, esto supondría que el par motor cambiaría de signo pasando a ser negativo.
Este juego de cambios de signos de los pares sabiendo que la velocidad es la misma para ambas máquinas, ya que están acopladas mecánicamente, se puede resumir con que se pueden dar situaciones en las que se trabaje en alguno de los cuatros cuadrantes de una gráfica par-velocidad, lo que es lo mismo que decir que el papel de cada una de las máquinas puede variar de funcionar como motor a como generador.
El sistema de signos considerados es:
Figura 55: PMSM sistema de referencia.
El sentido marcado en la figura se va a corresponder con el sentido positivo, por lo cual el punto más común de funcionamiento es que el MA-55 proporcione un par en dicho sentido, y el BLS-192 igual pero con signo negativo, de tal forma que el controlador que emula al conductor haga variar de tal forma el par del MA-55 para que la velocidad sea también positiva, en este funcionamiento estaría la MA-55 funcionando como motor (primer cuadrante) mientras que la BLS-192 como generador (4º cuadrante, velocidad positiva y par negativo). Se muestran los cuatros cuadrantes posibles de funcionamiento.
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Figura 56: Funcionamiento 4 cuadrantes.
Las curvas que delimitan el área rayada, que es en la que pueden operar las máquinas para los 4 cuadrantes, se obtiene con las gráficas que proporciona el fabricante, la de par máximo para cada velocidad y la de velocidad máxima mecánica. Para extenderla a los demás cuadrantes basta con reflejarla adecuadamente y teniendo en cuenta que el par de arranque es el punto en común.
En resumen, en una misma emulación se pueden dar varios comportamientos distintos para cada máquina, que dependerá de la interactuación de ambas máquinas.
°È¡>¡ → | < 0 → ∗ Ρ¸ < 0 → 2º4º=¡È
t>>¡ → | > 0 → ∗ Ρ¸ > 0 → 1me3º=¡È
Este funcionamiento reversible implica que la potencia no solo va a ir hacia la PMSM, si no que cuando alguna de ellas tenga el rol de generador se inyectará potencia en el bus de continua, lo que provoca subidas de tensión en el bus. Este flujo de potencia reversible lo permiten los VSC controlando las conmutaciones de los IGBT´s.
Los GemDrives sí permiten la circulación de potencia en sentido hacia la red, pero una vez que la potencia llega al bus de continua, se encuentra con el rectificador unidireccional, por lo cual sube la tensión del bus. Los rectificadores están instalados y configurados de tal forma que cuando la tensión del bus de continua supera los 790 V, el chopper cierra el circuito a través de una resistencia, disipando esta el exceso de potencia que se inyecta en el bus.
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4.2 ESQUEMA DEL MONTAJE
El montaje se divide en dos ejes (ejes 1 y 2), cada uno de los cuales engloba toda la aparamenta y accionamientos necesarios para alimentar y controlar cada una de las PMSM.
El siguiente esquema detalla el circuito de potencia y los circuitos de señales que existen en el montaje, se procederá a explicar todos y cada uno de los elementos que lo constituyen.
Figura 57: Esquema del montaje
Empezando desde el lado de red hacia las PMSM, lo primero que nos encontramos son los bloques de protecciones en este orden: fusible, protección diferencial y protección contra sobrecargas y cortocircuitos. Para poder dimensionar este bloque, debemos de fijarnos en el dispositivo que tenga la menor corriente nominal, por lo cual pasaremos a analizar el rectificador, el convertidor y la máquina de imanes permanentes para ambos ejes. Tanto los rectificadores como los convertidores son los mismos para ambos ejes.
• Eje 1 - MA/55: según pudimos ver en el apartado que se analizaban los parámetros de dichas máquinas, existe un punto de máxima potencia, el cual será el que nos limite la intensidad máxima que soportaría esta máquina en régimen nominal, el valor de esta potencia es 7 kW.
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± = |√3 ∗ » ∗ =>? ∝ = 11.3Ë|¡È=>? ∝= 0.9
• Eje2 – BLS/192: siguiendo un procedimiento totalmente análogo que el caso anterior, pero teniendo en cuenta que la máxima potencia que puede soportar en régimen nominal es 22 kW. ± = |√3 ∗ » ∗ =>? ∝ = 35.3Ë|¡È=>? ∝= 0.9
• Rectificadores (GDPS400/32): son rectificadores unidireccionales cuyos datos
principales son:
o Pico de potencia de salida: 90 kW. o Potencia de salida nominal: 32 kW.
o Tensión de salida: Ð= = √2Ð=.
La potencia nominal es mayor que la de ambos motores, por lo cual este dispositivo no nos limitará la intensidad.
• Convertidores (GemDrives GD1-400/90): poseen las siguientes características:
o Corriente nominal de salida (para 480 Vac): 35 A. o Potencia nominal: 25 kW. o Máxima corriente de salida durante 1 segundo (a 480 Vac): 90 A. o Pérdidas nominales: 989 W. o Corriente de entrada nominal (a 480 Vac y 60 Hz): 35 A. o Protección con fusible de 40 A de calibre. o Intensidad de cortocircuito de la parte de potencia: 5 kA.
De nuevo ocurre lo mismo que en el caso de los rectificadores, que no nos van a limitar el valor de la potencia nominal del conjunto.
A la vista de todos estos datos vemos que el dispositivo que nos limita la corriente es la máquina de imanes permanente, por lo que las protecciones las vamos a dimensionar para esta, y por simplicidad en el montaje del cuadro, razones económicas y por razones técnicas se ha optado por poner un único bloque de protecciones para cada bloque PMSM-VSC-rectificador. Siendo los parámetros a tener en cuenta para el dimensionamiento In=35.3 A y Pn=22 kW para el eje 2 y Pn=7 kW y In=11.3 A para el eje 1.
• Eje 1:
o Fusibles trifásicos de 20 A. o Magneto-térmico trifásico sin neutro de 16 A. Hay que comprobar para el
VSC que la máxima corriente de salida durante 1 segundo sea de 90 A, y
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viendo las curvas C60 N tipo B, C y D para un tiempo de 1 segundo tenemos una intensidad de 3In, 5In y 10In respectivamente, por lo que cogemos un magneto-térmico de 16 A tipo C. En las instrucciones del rectificador dice que Q1 debe ser tipo D para que I1s= 10In, pero como el arranque que nosotros vamos a llevar a cabo va a estar controlado, esta condición se ha omitido, y nos hemos limitado a coger la más restrictiva que era la del control I1s=90 A, así que se supone que no saltará en el arranque, ya que además pondremos unas resistencias de precarga del bus de continua que nos limite el pico de intensidad que aparece al aplicarle a los condensadores un escalón de tensión.
• Eje 2:
o Fusibles trifásicos de 40 A. o Magneto-térmico trifásico sin neutro de 40 A. Hay que comprobar para el
VSC que la máxima corriente de salida durante 1 segundo sea de 90 A, y viendo las curvas C60 N tipo B, C y D para un tiempo de 1 segundo tenemos una intensidad de 3In, 5In y 10In respectivamente, por lo que cogemos un magneto-térmico de 40 A tipo B. En las instrucciones del rectificador dice que Q1 debe ser tipo D para que I1s= 10In, pero como el arranque que nosotros vamos a hacer va a estar controlado esta condición se ha omitido, y nos hemos limitado a coger la más restrictiva que era la del control I1s=90 A, así que se supone que no saltará en el arranque, ya que además pondremos unas resistencias de precarga del bus de continua que nos limite el pico de intensidad que aparece al aplicarle a los condensadores un escalón de tensión.
Pasamos a dimensionar los elementos de maniobra, de los cuales tan sólo aparecen contactores. Las bobinas de los mismos irán a 230 Vac con idea de reducir la intensidad que vayan a consumir. El circuito de maniobra que se ha diseñado es el siguiente:
Figura 58: Circuito de maniobra de los contactores
Se tienen 4 contactores (dos para cada eje), la maniobra que se ha de hacer es primero hacer
una precarga del bus de continua y cuando se haya alcanzado los 560 V aproximadamente
alimentar desde red directamente, esto se hace para no aplicar un escalón de tensión a los
condensadores del bus de continua.
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Eje 1: los contactores KM1.1 y KM1.2 deben ser normalmente abiertos, también deben tener 1 contacto auxiliar con la idea de poder comunicarnos con el control y este sepa el estado en el que se encuentran los contactores. Los vamos a dimensionar para In=11.3 A y Pn=7 kW, categoría de empleo AC3, en función de la intensidad nos sale el contactor LC1-D17.A65 cuya intensidad de empleo es 16 A y su potencia de empleo es 8.7 kW que es mayor que los 7 kW que nosotros demandamos.
Eje 2: los contactores KM2.1y KM2.2 deben ser normalmente abiertos y deben tener 1 contacto auxiliar con la idea de poder comunicarnos con el control y que este sepa el estado en el que se encuentran los. Los vamos a dimensionar para In=35.3 A y Pn=22 kW, categoría de empleo AC3, en función de la intensidad nos sale el contactor LC1-D40 cuya intensidad de empleo es 40 A, pero el criterio de potencia no lo cumple:
Para 380 V 18.5 kW
Para 415 V 22 kW
Por lo cual cogemos el contactor superior que es el LC1-D50 que tiene una intensidad de empleo de 50 A y una potencia de empleo de:
Para 380 V 22 kW
Para 415 V 25 kW
Las resistencias que aparecen después del contactor de precarga, se llaman resistencias de precarga. Existen tres resistencias, una por fase colocadas en serie, la referencia de estas son HS150 510R J, el primer número hace referencia a la potencia, mientras que el segundo al valor de la resistencia, en nuestro caso 510 Ω. La función que tienen es limitar el pico de intensidad que aparecería cuando se le aplican a los condensadores el escalón de tensión. El escalón de tensión que se le aplicaría en nuestro
caso sería de √2 ∗ 410 = 579.82Ð. Esta relación se explicará cuando se abarque el rectificador, pero si podemos justificar ahora el valor de la tensión de red de 410 V, debida a que justo encima de las instalaciones del laboratorio está situado el centro de transformación. Es sumamente importante colocar dichas resistencias, ya que de lo contrario saltarán las protecciones de cabecera.
dc = Ç c → Ñ?=ÒóÈÈ?dóÈ → c ↑↑→ dc ↑↑
A la hora de hacer la maniobra de pasar de precarga a carga directa de la red, no nos debemos precipitar, y lo ideal es esperar hasta los valores aproximados que aparecen en la siguiente fotografía.
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Figura 59: Umbral de tensión para maniobra precarga-carga
Siguiendo aguas abajo el esquema unifilar nos encontraríamos con el rectificador, los dos dispositivos empleados han sido fabricados por parte de Infranor y corresponden a la referencia Xtraplus-GDPS-400/32. Dicho dispositivo no es más que un rectificador no controlado, construido mediante un puente de diodos y con una asociación serie-paralelo de condensadores con vistas a disminuir el rizado de la señal de continua. La entrada al power unit supply (GDPS-GemDrive Power Supply) es trifásica de la red y su salida es una tensión continua, cuyo valor se relaciona con el valor eficaz de la tensión trifásica de entrada como:
ÐÔ¿ = √2н¿
El esquema típico de un puente rectificador como este, se detalla a continuación:
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Figura 60: Puente rectificador no controlado (GDPS)
Dentro del rectificador no controlado, se encuentra integrado la asociación serie-paralelo de condensadores y un convertidor CC-CC llamado Chopper, el cual tiene la función de evitar subidas excesivamente altas de tensión, que pongan en peligro la integridad humana y de la aparamenta. El umbral del disparo para este convertidor se ha programado para 790 V, de esta forma evitamos que se supere esta tensión en el bus de continua, a excepción de los casos en los que se inyecte más energía de la que se pudiera evacuar.
Figura 61: Resistencia conectada al bus de continua
La salida del rectificador entra en los convertidores CC-CA, la referencia es GemDrive 400/90, siendo el fabricante de nuevo Infranor. Estos convertidores llevan implementado un control sinusoidal PWM de tal forma que proporcionan el control para motores de AC sin escobillas. Estos dispositivos pueden funcionar en función de tres posibles entradas, posición, par y velocidad. Para cada posible entrada existe un funcionamiento secuencial, que básicamente consiste en introducir varios perfiles, relacionados todos ellos por la variable tiempo.
En definitiva, el GemDrive es un dispositivo muy versátil, no solo por poder darle como referencia posición, par o velocidad, si no por tener la capacidad de ser programado por el usuario. Esta posibilidad de programación permite al usuario diseñar sistema complejos,
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basados en PLC´s, ya que GemDrive posee una serie de entradas y salidas lógicas y analógicas, que pueden ser programadas y pueden interactuar con otros PLC´s.
Las aplicaciones que mejor encajan en este proyecto deben ser para un motor, control por velocidad y para el otro por par, para lo que tendremos que escoger los modos de funcionamiento Profile Velocity Mode y Profile Torque Mode. La programación que se ha implementado se limita a calcular el valor de las referencias que le damos a ambos convertidores. De tal forma que para el motor que emula el coche (MA-55), le programaremos un perfil de velocidad que vaya variando el valor de esta, de tal forma que se asemeje lo máximo posible al ciclo de conducción de un vehículo. En cambio para el motor que emula la parte resistente (BLS-192), programaremos unas funciones que nos calculen cada uno de los términos resistentes que aparecen en la dinámica del coche.
La realimentación de posición y velocidad de giro del motor se hace a través del resolver que hay en cada PMSM, estos son del tipo brushless transmiter resolver. Un resolver es un transformador rotatorio que alberga tres devanados en el estator, el excitador, el cosenoidal y el senoidal. El devanado excitador está situado en la parte superior, este sin conexión alguna con el rotor, induce unas corrientes en el rotor (que hace el papel de devanado secundario en el símil con un transformador), al girar el rotor induce también tensiones en los devanados senoidales y cosenoidales (que se encuentran en la parte inferior), los cuales están desfasados geométricamente 90º, de aquí sus nombres. El rotor del resolver debe de girar solidariamente al rotor del motor a el que se le quieren realizar las mediciones. Por lo cual el GemDrive puede saber la posición y velocidad del rotor tan sólo con comparar los valores de las señales del seno y del coseno y viendo en qué flanco están. Se muestran a continuación los valores ideales para las tres señales del resolver, y por contrastar una de las obtenidas en nuestros motores.
Figura 62: Señales de salida de un resolver
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Figura 63: Señales de salida del resolver del BLS192
En lo que a las comunicaciones se refiere, existen dos canales de comunicación, el primero es del PC al GemDrive del eje 1, mediante un puerto serie RS-232, y la comunicación entre ambos ejes es mediante el protocolo canOPEN, el cual nos da acceso a las variables del eje 1 en el eje 2 y viceversa.
En la siguiente ilustración se muestra la planta y el alzado del GemDrive, en las que se pueden apreciar las entradas y salidas de algunas de las señales descritas.
Figura 64: Planta y alzado del GemDrive 400/90
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Para que la comunicación entre ambos GemDrive mediante el protocolo canOPEN funcione, hay que cerrar el bus de comunicación mediante lo que se llama resistencia de determinación. El montaje de dicho bus debe ser realizado de la siguiente forma:
• Conectar el X7 del eje 1 con el X6 del eje 2.
• La conexión anterior consta de tres hilos, CAN-L (pin 2), CAN-GND (pin 3) y CAN-H (pin 7), de tal forma que el pin 2 del X7 del eje 1 se conecte con el pin 2 del X6 del eje 2, el pin 3 del X7 del eje 1 con el pin 3 del X6 del eje 2 y por último el pin 7 del X7 del eje 1 con el pin 7 del X6 del eje 2.
• Unir mediante una resistencia de determinación de 120 Ω el pin 2 y 7 del X6 del eje 1, y realizar la operación análoga con una resistencia del mismo valor para el X7 del eje 2, uniendo el pin 2 y 7 a través de esta.
4.3 PUESTA EN MARCHA
Tras realizar la instalación del software GemDriveStudio proporcionado por el fabricante en su web, y haber realizado el conexionado según lo especificado en el manual de instalación. Procedemos a describir el proceso de puesta en marcha:
1. Encender la fuente de alimentación de 24 Vdc, con esto tenemos alimentado todos los elementos pasivos que contienen tanto el rectificador como el inversor.
2. Abrir el software y abrir un proyecto ya creado o en su defecto crear uno nuevo. Una vez abierto en el menú vertical aparecerá el nombre del proyecto junto a un símbolo rojo. Hacer click con el botón derecho y seleccionar “Connect”, seguidamente aparecerá un menú en el que se le da la opción al usuario de elegir tres métodos de comunicación, seleccionaremos el puerto serie (COM1) con una velocidad de 19200.
Figura 65: Conexión PC-GemDrive
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3. Una vez acabado el paso 2, estaremos comunicándonos con el convertidor. En el menú vertical aparecerán bastantes ventanas de configuración. Antes de nada debemos hacer click de nuevo con el botón derecho y “Add a device”, de la lista de dispositivos disponibles añadiremos el GemDrive 400/90. Con esta operación tendremos añadido un eje a nuestro proyecto.
4. Ahora debemos de recorrer una por una las pestañas del menú vertical con el objetivo de configurar nuestro montaje.
5. Debemos seleccionar el motor que vamos a usar en ese eje. Y una vez seleccionado este revisar los parámetros que vengan en la base de datos del software. Especial cuidado con el sensor de temperatura, ya que hay dos opciones NTC y PTC (negative y positive temperatura control), en caso de que en la pestaña de device control aparezca un error y un warning “temperature motor”, cambiar la opción que estaba seleccionada para el sensor de temperatura por la otra disponible. Esto se debe a la polaridad con la que conectes los hilos que proceden de dicho sensor ubicado en el motor. Estos hilos van a través del cable del resolver.
Figura 66: Motor configuration
6. Importante también seleccionar la aplicación que queremos usar, existen dos formas, una es seleccionarla directamente en la pestaña “Device configuration”, la otra manera es en la pestaña de “Device configuration” seleccionar “All” y “Expert”, y posteriormente en “Device control” seleccionar la que deseemos.
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Figura 67: Configuraciones del GemDrive
7. Siguiendo el menú vertical, pasaríamos a la pestaña de “Position sensors”, en la que debemos seleccionar que la retroalimentación del motor se va a llevar a cabo mediante transmiter resolver, también si deseásemos cambiar las unidades con las que vamos a operar esta es la pestaña adecuada.
8. En cuanto a la pestaña “Controller”, el software nos muestra el sistema de control que tiene implementado el GemDrive, los bucles a los que tenemos acceso son velocidad y posición, esto significa que no podemos modificar nada acerca del control de intensidades (recomendación del fabricante). En esta pestaña existe una opción llamada “Autotuning”, que nos permite rápidamente obtener las ganancias del esquema de control. Esta opción es útil cuando cambias la carga que conectas al motor, ya que cambian las inercias. Se muestra el esquema de control a continuación, todas y cada una de las ganancias que aparecen en él vienen definidas en el manual de usuario.
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Figura 68: Esquema de control del GemDrive
9. En “Inputs/Outputs” es donde debemos configurar las entradas y salidas. Este punto es importante, ya que el GemDrive trae implementado funciones de seguridad (por ejemplo limit switch que impide el giro en alguno de los sentidos) que si no se configuran adecuadamente no funcionara el sistema. Para el ejemplo que se va a realizar aquí configuraremos el limit switch positivo y negativo en las entradas lógicas 1 y 2 seleccionando polaridad reversible. También es necesario configurar el enable, que nos habilita el GemDrive, lo haremos por hardware, de tal forma que cuando queramos habilitar aplicaremos +24 V, nivel 1 de lógica. Como vamos a mostrar el caso de control de velocidad analógico, necesitamos proporcionar la referencia de velocidad de alguna manera, para ello usaremos la entrada analógica 1, que la conectaremos a un potenciómetro de tal forma que variemos la velocidad variando la tensión de esta señal analógica.
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Figura 69: Configuración de entradas y salidas GemDrive
10. En la pestaña “Profile mode”, podremos cambiar parámetros como aceleración y deceleración en dicho modo de funcionamiento, pero este caso no nos concierne para este ejemplo.
11. Pasando al apartado de programación, aunque no haremos uso de ella ahora, explicaremos brevemente el procedimiento. Primeramente añadir un archivo .mvt, mediante click con el botón derecho, en este archivo es donde programaremos (existen otros tipos de archivos cíclicos uct y fct).
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Figura 70: Añadir un archivo fuente
Una vez escrito el código, deberemos marcar la opción “Start.mvt” y compilar:
Figura 71: Compilar
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Si se realiza la compilación con éxito, cargar el programa al GemDrive y reiniciar el
programa del usuario . Importante tener habilitado el GemDrive cuando se reinicie el
programa.
Al compilar se crea una tabla con las variables usadas, de tal forma que esta interfaz gráfica
facilite el acceso a los registros.
Figura 72: User names
12. Una vez que tengamos todo configurado, se debe proceder a guardar los datos, se recomiendo guardar todo tanto en la memoria flash del GemDrive como en el PC, para ello debemos de hacer click en la pestaña “Drive parameters files”, y debemos seleccionar la opción “Backup parameters to PC file”.
Figura 73: Guardar proyecto
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13. Procedemos a poner en marcha el motor BLS-192 en el modo de funcionamiento de control de velocidad analógico, para ello seleccionaremos este modo en “Device control”, y en esta pestaña seleccionaremos auto, comprobamos que no hay errores, con esto llegamos al estado pre-operacional.
Figura 74: Estado pre-operacional
La pantalla anterior indica que todo está bien, así que habilitamos el convertidor mediante la función lógica enable, pudiendo aplicar la referencia deseada mediante el potenciómetro y debiendo funcionar. Para nuestro caso tras ponerlo en funcionamiento obtuvimos la siguiente pantalla.
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Figura 75: BLS-192 puesto en marcha
A la hora de apagar todos los sistemas se recomienda seguir este proceso, ya que de lo contrario se pueden ocasionar problemas graves en el PC irreparables:
1. Apagar todo el circuito de potencia. 2. Desconectar mediante el software siguiendo el proceso análogo que se siguió para
conectarse al GemDrive. 3. Una vez desconectados, apagar la fuente de alimentación de 24 V
4.4 OSCILOSCOPIO
En este capítulo se tienen dos objetivos, uno es mostrar un poco el uso de la herramienta osciloscopio y el otro es mostrar valores de las intensidades en los ejes d y q y compararla con la del bus de continua.
El software viene equipado con un útil osciloscopio pero no funciona a tiempo real. Estando conectado con nuestro GemDrive, si abrimos el osciloscopio y en la pestaña “File” le damos a conectar y posteriormente a cancelar podemos mostrar gráficamente todas y cada unas de las variables del sistema, tanto las que viene por defecto como las que podemos programar (hay 128 variables disponibles para programar).
A continuación se muestran la evolución de la iq (amarillo), id (blanco) y de idc (rosa) ante un control analógico de velocidad, haciendo uso del cual hemos provocado oscilaciones en la velocidad.
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Figura 76: Comparación de intensidades
No tenemos la certeza de que el control que tiene implementado el GemDrive está diseñado de tal forma que asigne a id un valor nulo, pero si tenemos la certeza de que toda la id que se inyecte provoca par de reluctancia, el cual es no deseado, por lo que id debe ser mucho menor que iq. En la gráfica vemos como iq es mucho mayor que id. También se observa como la intensidad del bus de continua es la raíz cuadrada de la suma de id e iq al cuadrado, ya que el valor de idc está entre ambos.
Merece la pena hacer notar que el pico de intensidades que aparecen viene dado por las oscilaciones provocadas en la velocidad.
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5 CONCLUSIONES
Después de todo este estudio exhaustivo acerca de las máquinas de imanes permanentes, su aplicación a la tracción de vehículos, el futuro de la movilidad basada en tracción eléctrica, las distintas alternativas para la tracción de los vehículos del futuro y del montaje realizado en el laboratorio, se llega a conclusiones tales como:
• El vehículo full electric es viable, económicamente y medio ambientalmente. A pesar de los elevados precios que tienen hoy en día, pero la historia nos ha enseñado que la producción en masa abarata costes, por lo que será cuestión de tiempo que los precios de adquisición comiencen a bajar.
• El cuello de botella de la movilidad basada en tracción eléctrica es el almacenamiento de la energía, quizás se podrían plantear vehículos híbridos eléctricos y de hidrógeno.
• El problema de las infraestructura debe de empezar a resolverse por una concienciación ciudadana del uso adecuado de las horas para realizar recargas. Aunque como se dijo en su apartado, a parte de esta concienciación deben realizarse modificaciones en las redes, estas modificaciones supondrán grandes inversiones por parte de las grandes compañías, y sería recomendable orientar estas inversiones para conseguir redes inteligentes que hagan más eficientes la transmisión de energía eléctrica.
• Las PMSM poseen una muy buena respuesta dinámica y gran eficiencia, ya que no es necesario alimentar un devanado ubicado en el rotor. El problema que tienen estas máquinas es que los materiales que se usan para fabricar estos imanes se encuentran en las tierras raras (China), y este país está empezando a regular el flujo de estos materiales, lo que ha provocado una subida de precio. A parte de que su proceso de extracción conlleva graves peligros para la salud humana.
• Sería recomendable compaginar este tipo de máquinas con otras eléctricas, ya que así regularíamos mejor el precio de estos materiales y no tendríamos tanta dependencia de un recurso natural, porque sería como volver hacia atrás, en lo que al uso del petróleo se refiere.
• El control que se ha implementado es simple y eficaz. En gran parte gracias al haber trabajado en los ejes de referencia zdq.
• Las simulaciones de los dos motores acoplados demuestran que este proyecto es viable técnicamente.
• La bancada del laboratorio no solo puede usarse para emular un coche eléctrico, si no que también por ejemplo sería viable emular una turbina eólica.
• Otro uso de la bancada puede ser el de emular inercias de todo tipo.
• La gran versatilidad de los GemDrives nos da la posibilidad de implementar un gran número de aplicaciones.
• Con 4 GemDrives y 4 MA55 podríamos construir un vehículo eléctrico con las mismas prestaciones de los vehículos convencionales de hoy en día.
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6 TRABAJOS FUTUROS
Podemos pensar en varios tipos de posibles trabajos futuros, todos ellos relacionados con la bancada del laboratorio:
• Implementación de la emulación de inercias, este punto es imprescindible para conseguir un elevado grado de semejanza de los sistema que estamos estudiando en el laboratorio con la realidad. Por ejemplo, en el caso del estudio de cortocircuitos en turbinas eólicas el efecto de la inercia es muy importante, ya que puede producir embalamientos.
• Implementar la emulación del vehículo eléctrico, para esto bastaría con proporcionarle a una de las máquinas un perfil de velocidad como referencia y a la otra un perfil de par, en el cual esté incluida la inercia del apartado anterior.
• Una vez que se haya conseguido emular un vehículo eléctrico, sería extraordinario poder implementar el frenado regenerativo de un vehículo. De tal forma que se alimente al motor MA55 desde una asociación de baterías. Esto representaría fielmente a todo lo que viene siendo el sistema de tracción de un vehículo eléctrico.
93
7 INDICE DE TABLAS
Tabla 1: Características técnicas y económicas para las tecnologías de vehículo seleccionadas
[2] ................................................................................................................................................ 11
Tabla 2: Emisiones gaseosas por kilogramo de masa para un vehículo típico [2] ...................... 12
Tabla 3: Impacto medioambiental asociado a las etapas de producción para las diferentes
tecnologías [2] ............................................................................................................................. 12
Tabla 4: Impacto medioambiental asociado a la producción de baterías de NiMeH y pila de
combustible con intercambio de protón [2] ............................................................................... 12
Tabla 5: Emisión de GHGs y otros agentes atmosféricos contaminantes por cada MJ de
electricidad producida [2] ........................................................................................................... 13
Tabla 6: Emisiones por cada MJ de combustible (electricidad, hidrógeno y gasolina) obtenido
[2] ................................................................................................................................................ 13
Tabla 7: Emisiones por cada 100 km para la utilización del combustible y para la totalidad del
ciclo de vida del vehículo [2] ....................................................................................................... 14
Tabla 8: Indicadores económicos y medio ambientales normalizados para los seis tipos de
vehículos [2] ................................................................................................................................ 14
Tabla 9: Cobertura de la demanda nacional durante el año 2011 [4] ........................................ 16
Tabla 10: Parámetros de las PMSM ............................................................................................ 35
Tabla 11: Valores de la constante de fricción .......................................................................... 38
Tabla 12: Valores par-velocidad-potencia MA-55 .................................................................. 41
94
8 INDICE DE FIGURAS
Figura 1: El Jamais Contente ......................................................................................................... 8
Figura 2: Lohner-Porsche con un motor en cada rueda y su situación actual .............................. 9
Figura 3: Indicadores generales normalizados (NGInd) [2] ......................................................... 15
Figura 4: Transformación zdq ...................................................................................................... 24
Figura 5: Transformación qdz ...................................................................................................... 25
Figura 6: Modelo de la PMSM ..................................................................................................... 28
Figura 7: Esquema Simulink-Validación de modelos................................................................... 31
Figura 8: Par de ambos modelos ................................................................................................. 31
Figura 9: Intensidades de la fase a para ambos modelos ........................................................... 32
Figura 10: Intensidades de la fase b para ambos modelos ......................................................... 32
Figura 11: Intensidades de la fase c para ambos modelos ......................................................... 33
Figura 12: Modelo mecánico ....................................................................................................... 34
Figura 13: Curvas Par-Velocidad de las PMSM ............................................................................ 36
Figura 14: Curvas Potencia-Velocidad ......................................................................................... 36
Figura 15: Modelo dinámico del coche .................................................................................... 38
Figura 16: Resistencia a la rodadura ........................................................................................... 39
Figura 17: Relación Par motor-Fuerza motora ....................................................................... 40
Figura 18: Validación modelo del coche .................................................................................. 43
Figura 19: Punto nominal del vehículo .................................................................................... 44
Figura 20: Arranque a potencia máxima ..................................................................................... 44
Figura 21: Perfil de par en el arranque a máxima potencia ........................................................ 45
Figura 22: Lazo de control de intensidad. ............................................................................... 47
Figura 23: Esquema de control de una PMSM. ........................................................................ 47
Figura 24: Evolución del par del BLS-192 en vacío. ................................................................ 49
Figura 25: Comprobación de la constante de tiempo deseada BLS-192 en vacío. ............... 49
Figura 26: Tensiones abc BLS-192 en vacío ............................................................................ 50
Figura 27: Tensiones zdq BLS-192 en vacío. ........................................................................... 51
Figura 28: Intensidades abc BLS-192 en vacío. ....................................................................... 51
Figura 29: Esquema parte resistente. ...................................................................................... 52
Figura 30: Perfil de par resistente. ........................................................................................... 53
Figura 31: Tensiones en la parte resistente ............................................................................ 54
Figura 32: Intensidades en la parte resistente. ....................................................................... 54
Figura 33: Esquema de control de la parte motora. ................................................................ 55
Figura 34: Lazo de control de velocidad. ................................................................................. 55
Figura 35: Velocidad y par del MA55 en vacío ............................................................................ 56
Figura 36: Tensiones del MA55 en vacío ..................................................................................... 56
Figura 37: Intensidades del MA55 en vacío ................................................................................ 57
Figura 38: Esquema de las PMSM acopladas-lazo cerrado ......................................................... 59
Figura 39: Velocidad-lazo cerrado ............................................................................................... 60
Figura 40: Evolución de pares-lazo cerrado ................................................................................ 60
Figura 41: Tensiones MA-55-lazo cerrado................................................................................... 61
Figura 42: Intensidades MA-55-lazo cerrado .............................................................................. 61
Figura 43: Tensiones del BLS192-lazo cerrado ............................................................................ 62
95
Figura 44: Intensidades del BLS192-lazo cerrado ....................................................................... 62
Figura 45: Velocidad a lazo abierto ............................................................................................. 63
Figura 46: Evolución de la aceleración-lazo abierto .................................................................... 64
Figura 47: Tensiones del BLS-192-lazo abierto ........................................................................... 64
Figura 48: Intensidades del BLS-192-lazo abierto ....................................................................... 65
Figura 49: Tensiones del MA-55-lazo abierto ............................................................................. 65
Figura 50: Intensidades del MA-55-lazo abierto ......................................................................... 66
Figura 51: Esquema de control; Simulación inercia .................................................................... 67
Figura 52: Velocidad cuando F < Resistencia rodadura .............................................................. 69
Figura 53: Fuerzas resistentes; simulación de inercia ................................................................. 69
Figura 54: Simulación de inercia; perfil de velocidad ................................................................. 70
Figura 55: PMSM sistema de referencia. .................................................................................. 71
Figura 56: Funcionamiento 4 cuadrantes. ............................................................................... 72
Figura 57: Esquema del montaje ................................................................................................. 73
Figura 58: Circuito de maniobra de los contactores ............................................................... 75
Figura 59: Umbral de tensión para maniobra precarga-carga .................................................... 77
Figura 60: Puente rectificador no controlado (GDPS) ............................................................ 78
Figura 61: Resistencia conectada al bus de continua ............................................................. 78
Figura 62: Señales de salida de un resolver ............................................................................ 79
Figura 63: Señales de salida del resolver del BLS192 ............................................................ 80
Figura 64: Planta y alzado del GemDrive 400/90 ................................................................... 80
Figura 65: Conexión PC-GemDrive ........................................................................................... 81
Figura 66: Motor configuration ................................................................................................ 82
Figura 67: Configuraciones del GemDrive ............................................................................... 83
Figura 68: Esquema de control del GemDrive ......................................................................... 84
Figura 69: Configuración de entradas y salidas GemDrive ......................................................... 85
Figura 70: Añadir un archivo fuente ........................................................................................ 86
Figura 71: Compilar ................................................................................................................... 86
Figura 72: User names ............................................................................................................... 87
Figura 73: Guardar proyecto .................................................................................................... 87
Figura 74: Estado pre-operacional ........................................................................................... 88
Figura 75: BLS-192 puesto en marcha ..................................................................................... 89
Figura 76: Comparación de intensidades ................................................................................ 90
96
9 BIBLIOGRAFÍA
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infraestructuras y oportunidades de negocios, Barcelona: Librooks Barcelona S.L.L, 2011.
[2] G. Pistoia, in Electric and hybrid vehicles: power sources, models, sustainability,
infrastructure and the market, Elsevier B.V, 2010, p. 636.
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[4] Red Eléctrica de España, «www.ree.es,» [En línea].
[5] P. Arsuaga Chabot, «Capítulo 3: Interacción de los vehículos con la red de energía
eléctrica,» de Vehículos eléctricos y redes para su recarga: impacto en la sociedad y en la
industria, Paracuellos de Jarama (Madrid), RA-MA, 2010, pp. 51-55.
[6] P. Arsuaga Chabot, «Capítulo 4: Infraestructura para redes de recarga y sus
componentes,» de Vehículos eléctricos y redes para su recarga: impacto en la sociedad y
en la industria, Paracuellos de Jarama (Madrid), RA-MA, 2010, pp. 57-71.
[7] S. Baris Ozturk, Modelling, simulation and analysis of low-cost direct torque control of
PMSM using Hall effect sensors, 2005.
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eólica basados en máquinas síncronas de imanes permanentes,» Departamento de
Ingeniería Eléctrica de la Universidad de Sevilla, Sevilla, 2010.
[9] Universidad de Vigo, «Implantación de vehículos eléctricos,» Vigo.
[10] E. L. Carriyo Arroyo, «Modelling and simulation of permanent magnet synchronous motor
drive system,» University of Puerto Rico, Mayagüez, 2006.
