BR102013021842A2 - máquina elétrica de cc - Google Patents

Abstract

maquina eletrica de cc" a presente invencéo fornece uma méquina elétrica de cc com um grande huft16|'o de fases. a méquina inclui um rotor (8) e um conjunto de estator (6). o rotor (8) tem polos de campo de rotacéo np. o estator (6) tem fendas de enrolamento ns, em que ns/np é uma razéo de n?mero néo inteiro. um enrolamento de estator inclui uma pluralidade de bobinas (4) recebida nas fendas de enrolamento e define uma pluralidade de fases de estator. um conjunto de chaveamento eletronico de poténcia inclui 0 primeiro e o segundo terminais de carregamento que podem ser conectados ao equipamento externo e uma pluralidade de modulos de chaveamento (2). cada modulo de chaveamento (2) inclui dispositivos eletronicos de poténcia e é conectado a uma respectiva bobina de estator. uma primeira proporcéo dos modulos de chaveamento (2) é conectada em série entre o primeiro e o segundo terminais de carregamento de cc e uma segunda proporcéo dos médulos de chaveamento é conectada em série entre 0 primeiro e 0 segundo terminais de carregamento de cc para definir dois circuitos de cc paralelos.

Description

“MÁQUINA ELÉTRICA DE CC” Campo da Técnica A presente invenção refere-se a máquinas elétricas de CC e, em particular, a máquinas com alta densidade de torque e alta densidade de potência, que são eficientes e confiáveis, e são simples para instalar e pôr em uso.

Antecedentes da Técnica Uma máquina elétrica de rotação de CC normalmente inclui um rotor circundado por um estator enrolado. Um comutador conectado por rotor com segmentos de cobre e uma engrenagem de escova estacionária são usados para controlar a comutação de corrente no enrolamento de rotor com base na posição angular do rotor. As máquinas elétricas de CC comutadas por escova são conhecidas como sendo capazes de alto estresse de cisalhamento de vão de ar, mas seus desempenhos práticos de densidade de torque são limitados pelo processo de comutação de escova. A engrenagem de escova estacionária e o comutador de rotação convertem a tensão de terminal de CC da máquina elétrica em uma tensão de CA polifásica que gira dentro do enrolamento de armação em uma direção e a uma velocidade que faz com que a força magnetomotriz (mmf) de armação seja substancialmente estacionária e alinhada em quadratura aos polos de campo. Assim, uma mmf de rotor e um espectro harmônico de espaço de campo de estator são substancialmente sincronizados, e através disso contribuem para o torque de eixo médio. É essa relação quase ideal entre harmônicos de espaço de rotor e estator que permite a maioria da circunferência de vão de ar da máquina elétrica de CC comutada por escova para operar em um alto estresse de cisalhamento de vão de ar.

No entanto, o processo de comutação por escova para máquinas elétricas de CC é complicado e tem certas limitações.

Uma tensão de bobina de armação é usada para provocar uma comutação de corrente de armação. Isso significa que a posição de escova deve ser estabelecida para permitir um tempo suficiente até que uma corrente seja reduzida a um baixo nível no momento em que um segmento de comutador de saída interrompe um contato com a borda traseira da escova a fim de evitar arco elétrico (chamado de subcomutação) e também para evitar um tempo excessivo para redução de corrente e uma reversão de corrente subsequente no momento em que um segmento de comutador de saída interrompe um contato com a borda traseira da escova a fim de evitar arco elétrico (chamado de sobrecomutação). Ambos os modos de arco elétrico de sub e sobrecomutação são normalmente destrutivos. Há uma exigência imperativa de que a tensão entre segmentos de comutador imediatamente após o segmento de comutador de saída interromper um contato com a borda traseira da escova deve ser suficientemente baixa para evitar uma descarga elétrica. Há também uma exigência imperativa que a densidade de corrente de escova deve ser baixa a fim de evitar um aquecimento excessivo, perdas de potência e os riscos de descargas elétricas de arco elétrico prolongadas.

Na máquina elétrica de CC comutada por escova mais básica a temporização de uma comutação por escova é crítica e limita um desempenho de modo severo pelo fato de que uma posição angular ideal de escova varia tanto com uma corrente de armação quanto com uma velocidade de armação, isto é, não há uma posição angular idea! única para uma engrenagem de escova. É portanto aceito que em tais máquinas elétricas de CC algum arco elétrico de comutador é inevitável. No entanto, em máquinas elétricas de CC grandes os riscos de arco elétrico e de descarga elétrica podem ser aliviados através do uso de polos de compensação (ou polos de comutação) que servem pra desviar a posição de campo em resposta a uma variação de corrente de armação.

Como resultado, o comutador de rotação e uma engrenagem de escova estacionária tendem a ser grandes e complexos. Ademais, os polos de compensação ocupam espaço dentro da máquina elétrica que poderia, de outro modo, ser usado para aumentar o fluxo de vão de ar e a densidade de torque totais. Isso significa que a densidade de torque para um dado pico de estresse por cisalhamento de vão de ar é relativamente pequena. As máquinas elétricas de CC comutadas por escova são, de modo inerente, máquinas de baixa tensão, por exemplo, de menos do que 1 kV.

Alguns dos problemas de comutação por escova podem ser superados através do uso de um inversor comutado por carga (LCI). Em máquinas elétricas que usam um LCI o campo é produzido pelo enrolamento de rotor que normalmente incorpora uma excitação sem escova. O enrolamento de armação é localizado no estator e normalmente usa três ou seis fases. Um conversor de frequência estática substitui o comutador de escova. Um conversor de potência básico comutado de modo natural que opera em uma baixa frequência de chaveamento pode ser localizado de modo remoto. Tais máquinas elétricas têm uma densidade de torque aumentada e uma alta eficiência, mas são conhecidos por produzirem pulsações de torque indesejáveis. As mesmas também não podem empregar a relação próxima a ideal entre harmônicos de espaço de rotor e estator descritos acima. Então o estresse por cisalhamento de vão de ar médio é normalmente menor do que o mesmo para uma máquina elétrica de CC comutada por escova. No entanto, uma vantagem de máquinas elétricas que usam um LCI é que é possível ter uma maior tensão nominal do fio, por exemplo, de até 11 kV.

Conversores de frequência estática mais sofisticados têm sido usados para permitir que as pulsações de torque do LCI sejam substancialmente eliminadas, mas os conversores são complexos e são menos eficientes. Conforme uma tensão nominal do fio aumenta, tais conversores se tornam cada vez mais complexos e é excepcional para os mesmos serem classificados como mais do que 6,6 kV. Máquinas elétricas de CC sem escova comutadas de modo eletrônico são conhecidas. O documento de patente ne GB2117580 revela uma máquina elétrica de CC sem escova que emprega um circuito de chaveamento eletrônico que usa uma tensão de bobina de armação para ocasionar uma comutação natural de tiristores. Outras máquinas elétricas de CC sem escova usam circuitos de potência auxiliar tais como os mesmos revelados no documento n° GB2431528 para ocasionar uma comutação forçada através de recuperação reversa de tiristor. Esses comutadores eletrônicos foram sobrepujados através do uso de dispositivos de potência de semicondutor que são capazes de ser ligados e desligados através de controle de porta, por exemplo, tiristores de desligamento de porta (GTOs). Tais comutadores eletrônicos são descritos no documento η- EP1798847 ao presente requerente. Uma possível desvantagem de máquinas elétricas comutadas de modo eletrônico é que os mesmos não são adequados de modo inerente para uma operação de CC de alta tensão visto que é necessário usar dispositivos de potência de semicondutor conectados em série e para isolar a parede principal do enrolamento de armação contra estresses de CA de alta tensão - note que o estresse de tensão dominante no isolamento de armação é de CA visto que cada terminal no enrolamento de armação é conectado de modo sequencial a terminais de CC positivos e negativos. O documento n° EP2403111 descreve um gerador de turbina eólica com um rotor e um estator. O estator tem uma pluralidade de bobinas de estator, sendo que cada bobina é conectada a um retificador de bobina.

Uma interface de grade de utilidade de gerador é fornecida em que os retificadores de diodo são designados para cada fase de uma grade de utilidade.

Descrição Resumida da Invenção A presente invenção fornece uma máquina elétrica de CC (por exemplo, um motor ou um gerador) que compreende: um rotor que tem Np polos de campo de rotação; uma armação (normalmente na forma de uma montagem de estator) que tem Ns fendas de enrolamento, em que Ns/Np é uma razão de número não inteiro; um enrolamento de armação que tem uma pluralidade de bobinas recebida nas fendas de enrolamento, sendo que o enrolamento de armação define uma pluralidade de fases de armação; e uma montagem de chaveamento eletrônico de potência que inclui: um primeiro terminal de carga de CC; um segundo terminal de carga de CC; e uma pluralidade de módulos de chaveamento, sendo que cada módulo de chaveamento tem dois terminais de CA e dois terminais de CC e inclui dispositivos eletrônicos de potência; em que cada bobina é conectada aos terminais de CA de um respectivo módulo de chaveamento; e em que uma primeira proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de CC conectados uns aos outros em série entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC e uma segunda proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de CC conectados uns aos outros em série entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC para definir dois circuitos de CC paralelos. A razão de número não inteiro de Ns/Np pode ser expressa como η±δ em que n é um número inteiro e δ pode ser definido em termos de um deslocamento de Vernier que é determinado pelo projeto e construção físicos da máquina elétrica.

De modo mais particular, em grande diâmetro, máquinas de baixa velocidade que devem ter um número relativamente alto de polos (por exemplo, Np>80) a fim de minimizar a densidade de fluxo no ferro de reforço de estator, o deslocamento de Vernier é fornecido de modo mais conveniente aumentando-se ou diminuindo-se a quantidade de polos em relação à quantidade de polos que seriam normalmente encontrados em uma máquina elétrica convencional para um dado número de fendas e que podería fornecer uma razão de número inteiro de Ns/Np. Por exemplo, se uma máquina elétrica convencional com uma exigência para ter Ns/Np=3 tem 360 fendas (Ns=360) então a mesma pode ter 120 polos (Np=120). De acordo com essa metodologia o deslocamento de Vernier pode ser expresso como ±2m polos por toda a circunferência do rotor quando comparado à máquina elétrica convencional, em que m é um número inteiro e assim o mínimo de deslocamento de Vernier possível é ±2 polos por toda a circunferência do rotor. Ou em outras palavras, para um dado número de fendas, o rotor terá um número total de polos que é ou mais dois ou menos dois do que o número total de polos que seriam normalmente encontrados em uma máquina elétrica convencional. No exemplo dado acima com 360 fendas então a máquina elétrica da presente invenção com um valor mínimo de m=1 pode ter 118 ou 122 poles (Np=118 ou Np=122) que corresponde a Ns/Np=3,05 ou Ns/Np=2,95 e δ=0,05. O principal benefício dessa metodologia é que a mesma permite que projetos convencionais existentes de bobinas e punções de laminação de estator (tanto bobinas de camada única quanto de duas camadas podem ser usadas) sejam retidos. Será prontamente apreciado que o rotor não sofre qualquer penalidade no processo visto que rotores de tais máquinas grandes normalmente têm um projeto feito sob encomenda. A metodologia é igualmente aplicável para outras máquinas grandes de grande quantidade de polos com uma quantidade de fendas por polo relativamente pequena. Por exemplo, pode ser possível fazer uma máquina elétrica com Ns/Np=5±õ (isto é, em que n=5) embora o uso de cinco fendas por polo de modo nominal não seja convencional.

No caso de máquinas menores que têm relativamente poucos polos (por exemplo, Np<16) e uma quantidade relativamente alta de fendas por polo (por exemplo, 9<Ns/Np<15) o deslocamento de Vernier mínimo de acordo com a metodologia acima pode ser excessiva mente grosseiro e nessa situação o mesmo é igualmente aplicável para alcançar o deslocamento de Vernier desejado com o uso de uma metodologia alternativa aumentando-se ou diminuindo-se a quantidade de fendas de armação Ns em relação à quantidade de fendas que seriam normalmente encontradas em uma máquina elétrica convencional para um dado número de polos e que pode fornecer uma razão de número inteiro de Ns/Np. De acordo com essa metodologia alternativa o deslocamento de Vernier pode ser expresso como ±2q fendas por toda a circunferência da armação quando comparado com a máquina elétrica convencional, em que q é um número inteiro e assim o mínimo de deslocamento de Vernier possível é ±2 fendas por toda a circunferência da armação. Alguns valores resultantes de Ns podem impedir o uso de enrolamentos de armação que empregam bobinas de camada única, mas visto que a metodologia alternativa é direcionada para máquinas menores, é possível usar bobinas de duas camadas que podem ser acomodadas em qualquer quantidade conveniente de fendas. Também, se fendas distintas não são fornecidas na armação, mas ao invés disso cada bobina é enrolada ao redor de uma endentação de armação (isto é, um enrolamento concentrado de endentação), então se Nt é a quantidade de endentações, Nt=Ns para todas as finalidades práticas e pode ser qualquer quantidade conveniente.

Os polos são normalmente distribuídos de modo equivalente ao redor da circunferência do rotor e o deslocamento de Vernier é consistente ao redor da armação ou da circunferência da máquina elétrica. Isso significa que o deslocamento de Vernier faz com que a máquina elétrica da presente invenção tenha uma quantidade relativamente grande de fases de armação.

Uma máquina elétrica convencional com uma quantidade de número inteiro ou não inteiro de fendas por polo tem uma pluralidade de fases de armação internas que são interconectadas para fornecer três fases nos terminais de saída (sendo que a mesma é uma exigência comum para conectar em série, no domínio de CA, bobinas cujas voltagens fundamentais não estão em fase). No caso de máquinas convencionais terem os assim chamados enrolamentos de fenda fracionários, isto é, aqueles que têm uma quantidade de número não inteiro de fendas por polo, é uma exigência obrigatória conectar em série, no domínio de CA, bobinas cujas voltagens fundamentais não estão em fase. De modo mais particular, a sequência de fase interna de máquinas elétricas convencionais é repetida em sincronismo com uma rotação de motor a cada dois passos de polo. No caso de máquinas convencionais que têm enrolamentos de fenda fracionários, embora a sequência de fase interna seja repetida em sincronismo a cada dois passos de polo, as voltagens de fase interna podem estar desbalanceadas dentro do espaço de dois passos de polo e um equilíbrio de fase nos terminais de saída é apenas alcançado através de grupos de bobinas conectados em série que se estendem sobre múltiplos pares de passos de polo no domínio de CA. Além do mais, o uso de enrolamentos de fenda fracionários interconectados com um domínio de CA convencional impede o uso de bobinas de camada única. No entanto, a máquina elétrica da presente invenção pode ter tanto quanto Ns fases de armação (isto é, P=Ns) visto que a sequência de fase em sucessivos passos de polo ou progride ou retrocede em uma taxa de acordo com a magnitude e a polaridade do deslocamento de Vernier - um deslocamento de Vernier positivo ocasiona uma sequência de fase progressiva e um deslocamento de Vernier negativo ocasiona uma sequência de fase regressiva. Isso significa que enquanto que a sequência de fase em uma máquina convencional é repetida em intervalos regulares e espaçada de modo próximo sobre a circunferência da armação e gira na mesma direção e na mesma velocidade que o rotor, a máquina elétrica da presente invenção tem uma sequência de fase em que as bobinas de armação que estão em intervalos amplamente espaçados sobre a circunferência da armação são adjacentes na sequência de fase elétrica e essa sequência de fase pode girar na mesma direção ou na direção oposta e a uma velocidade diferente ao rotor. A quantidade de fases de armação é também dependente da topologia das bobinas de armação. Por exemplo, para uma dada topologia de rotor, uma armação que emprega bobinas de camada única terá metade da quantidade de fases de armação de uma armação equivalente que emprega bobinas de duas camadas. A descrição a seguir assume que a máquina elétrica é projetada para fornecer a quantidade máxima de fases. No entanto, pode ser tecnicamente possível, dependendo da quantidade de polos, por exemplo, projetar uma máquina elétrica com menos do que a quantidade máxima de fases. Por essa razão a descrição a seguir será entendida como sendo ilustrativa e que a máquina elétrica de acordo com a presente invenção não é limitada a ter a quantidade de fases P indicada. No caso em que a primeira metodologia é usada para alcançar o deslocamento de Vernier descrito acima expresso como ±2m polos por toda a circunferência do rotor quando comparada à máquina elétrica convencional, quando as bobinas de camada única são usadas com um número par de fendas, então P=Ns/4m e quando as bobinas de duas camadas são usadas com uma quantidade par de fendas, então P=Ns/2m. Quando a segunda metodologia é usada para alcançar o deslocamento de Vernier descrito acima, quando as bobinas de camada única são usadas com uma quantidade de fendas Ns de modo que Ns/4 é um número inteiro, então P=Ns/4 e quando bobinas de duas camadas são usadas com uma quantidade par de fendas, então P=Ns/2. No caso em que a armação tem um número ímpar de fendas, então P=Ns e é necessário usar ou bobinas de duas camadas ou bobinas de endentação.

Se for considerada a primeira metodologia para o exemplo em que Ns=360 e Np=118 ou Np=122, em que o deslocamento de Vernier é estabelecido para o valor mínimo de δ selecionando-se m=1, e em que a armação é enrolada com as bobinas de duas camadas, então, independente da polaridade do deslocamento de Vernier, a máquina elétrica da presente invenção pode ter 180 fases efetivas de armação (P=180). De modo mais preciso, a armação pode ter um primeiro grupo de 180 bobinas com 2o intervalos de fase elétrica e um segundo grupo de 180 bobinas com 2o intervalos de fase elétrica em antifase com as bobinas do primeiro grupo -sendo que é uma convenção padrão de indústria que uma bobina e uma bobina de antifase são consideradas como sendo dois elementos dentro de uma única fase de armação efetiva. No entanto, se a armação é enrolada com bobinas de camada única, então, independente da polaridade do deslocamento de Vernier, a máquina elétrica da presente invenção pode ter 90 fases efetivas de armação (P=90). De modo mais preciso, a armação pode ter um primeiro grupo de 90 bobinas com 4o intervalos de fase elétrica e um segundo grupo de 90 bobinas com 4o intervalos de fase elétrica em antifase com as bobinas do primeiro grupo. Quando derivados do exemplo são considerados em que m=2 (isto é, Np=116 ou Np=124) então a máquina elétrica terá 90 ou 45 fases de armação com 4o ou 8o intervalos de fase elétrica dependendo se bobinas de duas camadas ou de camada única são usadas, respectiva mente. No caso em que a armação tem um número ímpar de fendas com bobinas de duas camadas ou um enrolamento concentrado de endentação, então a armação pode ter 360 fases de armação (P=360) ou de modo mais particular um único grupo de 360 bobinas com 1o intervalos de fase elétrica. No caso em que a armação tem uma quantidade par de fendas (e endentações) com um enrolamento concentrado de endentação, então a armação pode ter 180 fases (P=180) ou de modo mais preciso, a armação pode ter um primeiro grupo de 180 bobinas com 2o intervalos de fase elétrica e um segundo grupo de 180 bobinas com 2o intervalos de fase elétrica em antifase com as bobinas do primeiro grupo. A magnitude do deslocamento de Vernier também influencia como as bobinas podem ser interconectadas pelos módulos de chaveamento da montagem de chaveamento de eletrônico de potência e como os módulos de chaveamento são controlados. Com a exceção do caso em que a máquina elétrica tem um número ímpar de bobinas e um número ímpar de fases de armação, a máquina elétrica da presente invenção terá um número par de bobinas em cada fase de armação e os módulos das formas de onda de tensão de circuito aberto de cada bobina em uma fase de armação em particular são aproximadamente iguais e, a fim de operar cada bobina sob condições eletromagnéticas ideais e iguais, é preferencial que os eventos de chaveamento em cada módulo de chaveamento que está conectado respectivamente às bobinas dentro da mesma fase de armação em particular sejam executados substancialmente de modo simultâneo. Em outras palavras, todas as bobinas dentro de uma fase de armação em particular da máquina elétrica operam de modo preferencial com substancialmente o mesmo fator de potência e a mesma estrutura harmônica. Portanto, a partir de então as máquinas elétricas com primeiro e segundo grupos de bobinas conforme descrito acima devem operar com eventos de chaveamento em qualquer bobina em particular que é espelhada por um evento de chaveamento de antifase em uma bobina que é deslocada em 180 graus mecânicos ao redor da armação de modo que dois eventos de chaveamento ocorrem substancialmente de modo simultâneo em dois módulos de chaveamento separados conectados às bobinas em lados opostos de modo diamétrico da montagem de armação. De modo similar, as máquinas elétricas que têm primeiro, segundo, terceiro e quarto grupos de bobinas devem operar com eventos de chaveamento em qualquer bobina em particular que é espelhada através de um evento de chaveamento idêntico em uma bobina que é deslocada em 180 graus mecânicos ao redor da armação e através de dois eventos de chaveamento de antifase idênticos em bobinas que são deslocadas em 90 e 270 graus mecânicos ao redor da armação de modo que quatro eventos de comutação ocorrem substancialmente de modo simultâneo em quatro módulos de chaveamento separados conectados a bobinas igualmente espaçadas ao redor da montagem de armação. Qualquer quantidade conveniente de grupos de bobina e de eventos de chaveamento simultâneos correspondentes podem ser empregados, mas será prontamente entendido que um objetivo importante é empregar a maior quantidade de fases de armação enquanto simplificar uma interconexão de domínio de CC de bobinas e, por essa razão, será, portanto, frequentemente preferencial que a máquina elétrica tenha a quantidade mínima de grupos de bobina e de eventos de chaveamento simultâneos.

As bobinas convencionais de qualquer forma conveniente podem ser usadas mas as mesmas são conectadas umas às outras em série no domínio de CC (isto é, no lado de terminal de CC dos módulos de chaveamento) para definir pelo menos dois circuitos de CC paralelos. As mesmas, de preferência, não são conectadas umas às outras no domínio de CA. Cada bobina tem, de preferência, terminais de CA que são conectados aos terminais de CA do módulo de chaveamento correspondente que controla a corrente de bobina. Será prontamente apreciado que as bobinas podem ser dispostas de modo uniforme em aproximadamente, mas não exatamente, n fendas por polo. Em um arranjo comum então n=3, mas é possível que a máquina elétrica tenha outras quantidades de fendas por polo conforme observado acima. Embora não seja preferencial conectar as bobinas umas às outras no domínio de CA, isso permanece uma possibilidade técnica e ainda é considerado a estar dentro do escopo da presente invenção. Qualquer referência a um módulo de chaveamento (ou sua ponte H - observar abaixo) que é conectado a uma bobina deve, portanto, ser entendida por não excluir a opção para que a mesma seja conectada a duas ou mais bobinas dependendo do projeto de máquina. Por exemplo, em máquinas com múltiplos de quatro bobinas pode ser tecnicamente possível conectar em série os pares de bobinas no domínio de CA fisicamente adjacentes ou pelo menos localizadas de modo próximo e conectar cada par de bobinas a um único módulo de chaveamento. Os terminais de CC dos módulos de chaveamento podem, então, ser interconectados em outro lugar conforme descrito. Tal máquina pode ter metade da quantidade de fases de armação e metade da quantidade de módulos de chaveamento em comparação com uma máquina em que cada módulo de chaveamento é conectado a apenas uma única bobina. Essa interconexão de bobinas de CA pode levar a uma soma de fase de voltagens de bobina. Consequentemente, os componentes fundamentais de tensão somados de duas bobinas conectadas em série podem ser menos do que o dobro do componente fundamental de tensão de uma única bobina. A desvantagem de uma redução de tensão de saída resultante de conectar cada módulo de chaveamento a duas ou mais bobinas no domínio de CA pode ter que ser considerado pelo projetista de máquina e balanceado com o benefício de ter menos componentes e uma montagem de chaveamento eletrônico de potência menos complicado.

Conforme observado acima, as bobinas podem ser bobinas de duas camadas (por exemplo, bobinas em diamante convencionais) com Ns bobinas recebidas nas fendas de enrolamento e que definem um máximo de Ns/2 fases de armação, por exemplo, em que m=1 quando a primeira metodologia para o deslocamento de Vernier é usada. Uma exceção é quando Ns é um número ímpar quando Ns bobinas são recebidas nas fendas de enrolamento e definem um máximo de Ns fases de armação. De modo alternativo, as bobinas podem ser bobinas de camada única com Ns/2 bobinas recebidas nas fendas de enrolamento e que definem um máximo de Ns/4 fases de armação, por exemplo, em que m=1 quando a primeira metodologia para o deslocamento de Vernier é usada. Ainda de modo alternativo, as bobinas podem ser na forma de um enrolamento concentrado de endentação em que cada bobina é enrolada ao redor de uma endentação de armação. Tal arranjo pode ter Ns bobinas que definem um máximo de Ns fases de armação quando Ns é ímpar e Ns/2 fases de armação quando Ns é par. A montagem de comutação eletrônica de potência da máquina elétrica tem pelo menos um primeiro e um segundo terminais de carga de CC que podem ser conectados a um equipamento externo. Por exemplo, uma máquina de canal único tem um terminal de carga de CC positiva e um terminal de carga de CC negativa enquanto que uma máquina de canal duplo tem um par de terminais de carga de CC positiva e um par de terminais de carga de CC negativa que podem ser conectados em paralelo a um equipamento externo. Em prática a montagem de comutação eletrônica de potência pode ser dividida em um número par de segmentos, sendo que cada segmento tem um ou mais módulos de chaveamento e um primeiro e um segundo terminais de CC locais, por exemplo, um terminal de CC positiva local e um terminal de CC negativa local. O primeiro e o segundo terminais de CC locais de uma pluralidade podem ser interconectados um ao outro e ao primeiro e ao segundo terminais de carga de CC da montagem de chaveamento de eletrônico de potência para interconectar os segmentos. Embora os respectivos terminais de CC locais da montagem de chaveamento de eletrônico de potência são preferencialmente dispostos em intervalos regulares ao redor da circunferência da armação conforme descrito em mais detalhes abaixo, os terminais de carga de CC podem ser colocalizados dentro de um fechamento de terminal adequado para facilitar uma conexão fácil da máquina elétrica a um equipamento externo.

Alguns arranjos específicos são descritos abaixo em referência às Figuras 14A a 14D nas quais os módulos de chaveamento individuais da montagem de chaveamento de eletrônico de potência são representados esquematicamente por caixas quadradas. Cada uma dentre as Figuras 14A a 14D inclui um diagrama superior que mostra como os módulos de chaveamento e terminais de CC locais de respectivos segmentos da montagem de chaveamento de eletrônico de potência são fisicamente arranjados ao redor da circunferência da armação ou da montagem de estator e um diagrama inferior que mostra esquematicamente como os módulos de chaveamento são interconectados. A quantidade de módulos de chaveamento por segmento foi limitada com o interesse de clareza.

Em um primeiro arranjo mostrado nas Figuras 14A e 14B a máquina elétrica tem um terminal de carga de CC positiva CC+ e um terminal de carga de CC negativa CC-. Os módulos de chaveamento da montagem de chaveamento de eletrônico de potência definem dois circuitos de CC paralelos. De modo mais particular, uma primeira proporção (por exemplo, 50% para circuitos de CC simétricos e um número par de fases de armação (isto é, a Figura 14A) ou A% para circuitos de CC assimétricos e um número ímpar de fases de armação (isto é, Figura 14B)) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um primeiro circuito de CC que se estende entre os terminais de carga de CC e uma segunda proporção (por exemplo, 50% para circuitos de CC simétricos ou B%=(100-A%) para circuitos de CC assimétricos) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um segundo circuito de CC que se estende entre os terminais de carga de CC. A montagem de comutação eletrônica de potência é portanto dividida em dois segmentos, sendo que cada segmento corresponde a um circuito de CC. Os terminais de CC positiva locais Seg1+ e Seg2+ do primeiro e do segundo segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro e são interconectados um ao outro e ao terminal de carga de CC positiva CC+. De modo similar, os terminais de CC negativa locais Seg1- e Seg2- do primeiro e do segundo segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro e são interconectados um ao outro e ao terminal de carga de CC negativa CC-. Será, portanto, prontamente apreciado que no primeiro arranjo a montagem de comutação eletrônica de potência inclui um total de quatro terminais de CC locais que definem dois pares interconectados. Um dos pares interconectados é conectado ao terminal de carga de CC positiva CC+ e o outro dentre os pares interconectados é conectado ao terminal de carga de CC negativa CC-. Um dos pares interconectados de terminais de CC locais pode definir um dado circunferencial da armação e as magnitudes e as polaridades das tensões que são desenvolvidas nos circuitos de CC paralelos nos lados opostos (por exemplo, os lados no sentido horário e anti-horário) do dado são, de preferência, substancialmente balanceadas. Os terminais de CC locais individuais de cada segmento podem ser localizados substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento conforme mostrado nas Figuras 14A e 14B. Os pares interconectados de terminais de CC locais podem de modo similar ser localizados de modo substancial a 180 graus mecânicos em afastamento.

Em um segundo arranjo mostrado na Figura 14C a máquina elétrica tem um terminal de carga de CC positiva CC+ e um terminal de carga de CC negativa CC-. Os módulos de chaveamento da montagem de chaveamento de eletrônico de potência definem quatro circuitos de CC paralelos. De modo mais particular, uma primeira proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos e um número par de fases de armação) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um primeiro circuito de CC que se estende entre os terminais de carga de CC, uma segunda proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos) dos módulos de chaveamento é conectado uma a outra em série para definir um segundo circuito de CC que se estende entre os terminais de carga de CC, uma terceira proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos) dos módulos de chaveamento é conectado uma a outra em série para definir um terceiro circuito de CC que se estende entre os terminais de carga de CC e uma quarta proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um quarto circuito de CC que se estende entre os terminais de carga de CC. A montagem de comutação eletrônica de potência é, portanto, dividida em quatro segmentos, sendo que cada segmento corresponde a um circuito de CC. Os terminais de CC negativa locais Seg1- e Seg2- do primeiro e do segundo segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro e são interconectados um ao outro e ao terminal de carga de CC negativa CC-. Os terminais de CC positiva locais Seg2+ e Seg3+ do segundo e do terceiro segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro e são interconectados um ao outro e ao terminal de carga de CC positiva CC+. Os terminais de CC negativa locais Seg3- e Seg4-do terceiro e do quarto segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro e são interconectados um ao outro e ao terminal de carga de CC negativa CC-. Os terminais de CC positiva locais Seg4+ e Seg1+ do quarto e do primeiro segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro e são interconectados um ao outro e ao terminal de carga de CC positiva CC+. Será, portanto, prontamente apreciado que no segundo arranjo a montagem de comutação eletrônica de potência inclui um total de oito terminais de CC locais que definem quatro pares interconectados. Dois dentre os pares interconectados são conectados ao terminal de carga de CC positiva CC+ e dois dentre os pares interconectados são conectados ao terminal de carga de CC negativa CC-. Um dos pares interconectados de terminais de CC locais pode definir um dado circunferencial da armação e as magnitudes e as polaridades das tensões que são desenvolvidas nos circuitos de CC paralelos nos lados opostos (por exemplo, os lados no sentido horário e anti-horário) do dado são, de preferência, substancialmente balanceadas. Os terminais de CC locais individuais de cada segmento podem ser localizados substancialmente a 90 graus mecânicos em afastamento conforme mostrado na Figura 14C. Os pares interconectados de terminais de CC locais podem, de modo similar, ser localizados substancialmente a 90 graus mecânicos em afastamento. De modo mais particular, os dois pares interconectados de terminais de CC locais que são conectados ao terminal de carga de CC positiva podem ser localizados substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento enquanto que os dois pares interconectados de terminais de CC locais que são conectados ao terminal de carga de CC negativa podem ser localizados substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento.

Em um terceiro arranjo mostrado na Figura 14D então a máquina elétrica é uma máquina de canal duplo com terminais de carga de CC positiva CC1+ e CC2+ e terminais de carga de CC negativa CC1- e CC2-. Os módulos de chaveamento da montagem de chaveamento de eletrônico de potência definem quatro circuitos de CC paralelos. De modo mais particular, uma primeira proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos e um número par de fases de armação) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um primeiro circuito de CC que se estende entre um primeiro e um segundo terminais de carga de CC CC1+ e CC1-, uma segunda proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um segundo circuito de CC que se estende entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC CC1+ e CC1-, uma terceira proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um terceiro circuito de CC que se estende entre um terceiro e um quarto terminais de carga de CC CC2+ e CC2-, e uma quarta proporção (por exemplo, 25% para circuitos de CC simétricos) dos módulos de chaveamento é conectada uma a outra em série para definir um quarto circuito de CC que se estende entre o terceiro e o quarto terminais de carga de CC CC2+ e CC2-. A montagem de comutação eletrônica de potência é, portanto, dividida em quatro segmentos, sendo que cada segmento corresponde a um circuito de CC. Os terminais de CC negativa locais Seg1- e Seg2- do primeiro e do segundo segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro, mas os mesmos não são interconectados um ao outro. Os terminais de CC positiva locais Seg2+ e Seg3+ do segundo e do terceiro segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro, mas os mesmos não são interconectados um ao outro. Os terminais de CC negativa locais Seg3- e Seg4- do terceiro e do quarto segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro, mas os mesmos não são interconectados um ao outro. Os terminais de CC positiva locais Seg4+ e Seg1+ do quarto e do primeiro segmentos, respectivamente, são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro, mas os mesmos não são interconectados um ao outro. Os terminais de CC positiva locais Seg1+ e Seg3+ do primeiro e do terceiro segmentos, respectivamente, são interconectados um ao outro e ao primeiro terminal de carga de CC CC1+. Os terminais de CC negativa locais Seg1- e Seg3- do primeiro e do terceiro segmentos, respectivamente, são interconectados um ao outro e ao segundo terminal de carga de CC CC1-. Os terminais de CC positiva locais Seg2+ e Seg4+ do segundo e do quarto segmentos, respectivamente, são interconectados um ao outro e ao terceiro terminal de carga de CC CC2+. Os terminais de CC negativa locais Seg2- e Seg4- do segundo e do quarto segmentos, respectivamente, são interconectados um ao outro e ao quarto terminal de carga de CC CC2-. Será, portanto, prontamente apreciado que no terceiro arranjo a montagem de comutação eletrônica de potência inclui um total de oito terminais de CC locais que define quatro pares interconectados. Os terminais de CC locais individuais de cada segmento pode ser localizado substancialmente a 90 graus mecânicos em afastamento conforme mostrado na Figura 14D. No entanto, diferente do primeiro e do segundo arranjos, os terminais de CC locais que definem cada par interconectado não são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro, mas são localizados substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento. Um dentre os pares de terminais de CC locais imediatamente adjacentes mas não interconectados pode definir um dado circunferencial da armação e as magnitudes e as polaridades das tensões que são desenvolvidas nos circuitos de CC paralelos nos lados opostos (por exemplo, os lados no sentido horário e anti-horário) do dado são, de preferência, substancialmente balanceadas. De modo mais particular, esse balanço é, de preferência, tornado substancialmente independente dos respectivos canais do arranjo de canal duplo como um resultado dos segmentos conectados em paralelo Seg1 e Seg3 dispostos substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento e os segmentos conectados em paralelo Seg2 e Seg4 dispostos substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento.

Em termos gerais, um dado pode ser estabelecido em qualquer lugar sobre a circunferência da armação que coincide substancialmente com um terminal de CC local no início ou no fim físico de uma coluna de módulos de chaveamento conectado em série que forma um dentre os circuitos ou segmentos de CC da montagem de chaveamento de eletrônico de potência. As tensões que são desenvolvidas de cada lado de tal dado serão substancialmente balanceadas quando uma quantidade igual de bobinas é empregada por circuito de CC ou quando um número ímpar de fases é utilizada e a quantidade de fases é grande, independente da quantidade de canais ou circuitos de CC em paralelo. O primeiro arranjo com circuitos de CC simétricos pode ser considerado como sendo um arranjo de referência com uma tensão de CC média Vcc=1pu e uma corrente de terminal de carga de CC lcc=1pu. A título de comparação, para o segundo arranjo Vcc=0,5pu e lcc=2pu e para o terceiro arranjo Vcc=0,5pu e lcc=2pu quando a máquina é definida como uma máquina de canal duplo com dois canais conectados de modo efetivo em paralelo através de um equipamento externo, sendo que cada canal tem classificações de Vcc=0,5pu e lcc=1pu. Embora não seja geralmente preferencial e não seja mostrado, os dois canais do terceiro arranjo podem a princípio ser conectados em série conectando-se o segundo terminal de carga de CC CC1- ao terceiro terminal de carga de CC CC2+ e através disso originar Vcc=1pu e lcc=1pu no primeiro e no quarto terminais de carga de CC CC1+ e CC2-. Para o primeiro arranjo com circuitos de CC assimétricos então o grau de assimetria será normalmente mínimo pelo fato de que uma grande quantidade de fases é empregada e as correntes no primeiro e no segundo circuitos de CC em paralelo são desbalanceadas de modo insuficiente para serem problemáticas. Normalmente o arranjo assimétrico pode ter aproximadamente a mesma quantidade total de módulos como o arranjo simétrico de modo que Vcc^lpu e Icc«1pu. Os aspectos de simetria harmônico, carga variável e modo de falha são descritos em mais detalhes abaixo.

Se a montagem de comutação eletrônica de potência inclui dois segmentos e quatro terminais de CC locais então os terminais de CC locais de cada segmento serão normalmente localizados substancialmente a 180 graus mecânicos em afastamento. Se a montagem de comutação eletrônica de potência inclui mais do que dois segmentos e mais do que quatro terminais de CC locais, por exemplo, para uma máquina de canal único com quatro segmentos ou uma máquina de canal duplo, então os terminais de CC locais de cada segmento podem localizar a quantidade de graus em afastamento apropriada. Os terminais de CC locais que são interconectados (isto é, para formar um par interconectado de terminais de CC locais) podem ser posicionados adjacentes um ao outro, ou localizada a quantidade de graus em afastamento apropriada. Diferentes arranjos de circuito de CC podem ser fornecidos, mas todos satisfazem a exigência acima para pelo menos uma primeira proporção dos módulos de chaveamento para serem conectadas umas às outras em série entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC e uma segunda proporção dos módulos de chaveamento para serem conectadas umas às outras em série entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC para definir dois circuitos de CC paralelos. Em termos gerais então qualquer quantidade conveniente de circuitos de CC em paralelo adicionais de módulos de chaveamento conectados em série pode ser fornecida entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC. Em uma máquina de canal duplo, um terceiro e um quarto terminais de carga de CC são dotados de qualquer quantidade conveniente de circuitos de CC em paralelo fornecida entre o primeiro e o segundo terminais de carga de CC e entre o terceiro e o quarto terminais de carga de CC. Para máquinas de canal único ou duplo que empregam um número par de bobinas e têm mais do que dois circuitos de CC paralelos, então: (i) a quantidade de bobinas em cada circuito de CC deve normalmente ser igual, (ii) uma quantidade igual de bobinas diametricamente opostas deve normalmente ser fornecida em cada circuito de CC, e (iii) a interconexão entre módulos de chaveamento e entre módulos de chaveamento e equipamento externo através dos terminais de carga de CC deve normalmente ser configurada para minimizar uma tensão entre bobinas.

Em todos os arranjos os módulos de chaveamento serão interconectados no domínio de CC de modo a cumprir com exigências tais como a minimização de tensão entre bobinas sob condições operacionais normais, sendo que o mesmo é alcançado através do posicionamento apropriado dos terminais de CC locais de polaridade semelhante imediatamente adjacentes uns aos outros de modo a permitir suas interconexões diretas no domínio de CC, ou suas interconexões efetivas no domínio de CC através de um equipamento externo. Em máquinas de canal duplo que operam sob condições normais, o equipamento externo é normalmente responsável por minimizar as tensões entre bobinas, isto é, a tensão entre pares de terminais de CC locais imediatamente adjacentes mas não interconectados. No entanto, será prontamente entendido que uma máquina de canal duplo tem dois pares de terminais de carga de CC isolados galvanicamente de modo independente e que os mesmos podem assentar em diferentes tensões de modo comum sob condições de falha. Consequentemente, uma tensão de falha substancial pode ser desenvolvida entre respectivos terminais de CC locais que são posicionados imediatamente adjacentes um ao outro. O isolamento de parede principal para as bobinas será dominado por um componente de tensão cc e as exigências de isolamento entre bobinas são minimizadas em máquinas de único canal sob todas as condições operacionais e em máquinas de canal duplo sob condições operacionais normais. O isolamento de parede principal pode ser inerentemente de classificação de estresse próprio dentro de seu volume e em suas superfícies sob condições em que o estresse de tensão é predominantemente cc em natureza com componentes de ca substancialmente menos significantes que estão presentes. Mais particularmente, o isolamento de parede principal pode ter classificação de estresse não linear de nano-partícula através de seu volume, permitindo que uma parede principal relativamente fina seja empregada e desse modo reduzindo a resistência térmica de parede principal ao mesmo tempo em que fornece operação de baixa perda e parcialmente livre de descarga. As tensões entre bobinas são particularmente baixas e compreendem componentes cc e ca que são insuficientes para causar descarga parcial, permitindo desse modo que o isolamento de enrolamento final seja simplificado. As tensões entre turnos dentro de cada bobina são comparáveis àquelas em máquinas elétricas convencionais e o isolamento convencional entre turnos pode ser usado.

Visto que as bobinas são conectadas em conjunto no domínio de cc, muitas fases podem ser fornecidas sem ter de usar interconexões complexas de enrolamento final, terminações de ca e sistemas de isolamento de ca. Mais particularmente, uma máquina elétrica de cc, de acordo com a presente invenção, pode ter muitas fases por fenda por polo. Em geradores de imã permanentes, sabe-se limitar o número de fendas por polo de modo a reduzir os efeitos de reação de armação e/ou reduzir o estator à exigência de profundidade radial central e a presente invenção permite esses benefícios sejam retidos ao mesmo tempo em que ainda têm um grande número de fases de armação. Os geradores convencionais de imã permanentes têm tipicamente três fendas por polo (n=3) e o número de fases de armação de enrolamentos interconectados de ca convencionais em tais máquinas é normalmente limitado a três ou seis. No entanto, um gerador de imã permanente, de acordo com a presente invenção, que tem aproximadamente três fendas por polo teria tipicamente muitas (por exemplo, >70) fases de armação.

As bobinas podem ser conectadas no domínio de cc para fornecer cancelamento de fase de harmônicos de tensão de bobina minimizando assim a ondulação de tensão de terminal cc e minimizando as correntes de circulação que fluem nos circuitos paralelos de cc entre o primeiro e o segundo terminais de carga de cc e, onde for apropriado, nos circuitos paralelos de cc entre os outros terminais adicionais de carga de cc, por exemplo, em uma máquina de canal duplo. A tensão de terminal de cc de cada módulo de chaveamento é dominada pelo segundo harmônico da tensão de bobina associada, mas a tensão de bobina de circuito aberto e a corrente/impedância relacionada aos harmônicos de tensão será transposta de forma sincronizada aos terminais de cc de cada módulo de chaveamento. O processo de comutação que é realizado pelos módulos de chaveamento afetará os harmônicos de tensão de terminal de bobina e também contribuirá ao espectro de tensão de harmônico de número inteiro nos terminais de cc de cada módulo de chaveamento. O fator de potência e espectro harmônico de corrente de bobina é controlado conforme descrito abaixo e é definido de modo a permitir que as bobinas operem sob condições substancialmente iguais. Por conseguinte, a tensão de terminal de bobina e os espectros de tensão de terminal de cc de módulo de chaveamento são deslocados de fase pelo intervalo de fase na frequência fundamental de estator. Em máquinas que empregam um número par de bobinas, as tensões de bobina diametralmente opostas estão em antifase. Porém, visto que a saída de bobina é tanto retificada como invertida pelos módulos de chaveamento de modo a converter de ca a cc ou vice versa, os espectros de ondulação de tensão nos terminais de cc dos dois módulos de chaveamento associados e diametralmente opostos estão em fase. Visto que essa relação de fase se aplica todos os pares diametralmente opostos de bobinas e seus módulos de chaveamento associados, por conseguinte, a ondulação de tensão é idêntica nos circuitos paralelos de cc de máquinas que têm dois circuitos de cc conectados em paralelos e então as correntes de circulação harmônicas que fluem entre os circuitos paralelos de cc são mínimas. Em tais máquinas, a simetria aproximada de indutâncias de comutação, resistências de bobina e perdas de estado ‘ligado’ de dispositivo de módulo de chaveamento induzem à minimização de corrente de circulação média de cc e a potência de carregamento é retirada de cada canal ou alimentada aos mesmos igualmente. De forma similar, tal harmônico e as correntes de circulação média de cc são mínimas em máquinas em que o número de fases de armação P quando dividido pelo número de circuitos de cc conectados em paralelo rende um número par como resultado. A ondulação de tensão de cc simétrica e minimização de correntes de circulação de cc são também alcançadas dentro de cada canal de máquinas de canal duplo que têm quatro terminais de carga de cc quando os dois circuitos paralelos de cc dentro de qualquer canal compreendem um número igual de bobinas diametralmente opostas e a potência de carregamento é retirada de cada canal ou alimentada aos mesmos igualmente. Sob essas circunstâncias, a ondulação de tensão entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc é aproximadamente igual em magnitude à ondulação de tensão e na fase com a mesma entre o terceiro e quarto terminais de carga de cc. Quando os dois circuitos paralelos de cc dentro de cada canal compreende um número igual de bobinas diametralmente opostas e a potência de carregamento é retirada de cada canal ou alimentada aos mesmos de forma desigual, a ondulação de tensão de cc simétrica e minimização de correntes de circulação de cc são ainda alcançadas dentro de cada canal. Apesar da operação de circuito não equilibrada, a simetria eletromagnética é substancialmente mantida e a atração magnética não equilibrada não proporcionará resultado. No entanto, a ondulação de tensão entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc não será mais igual em magnitude à ondulação de tensão ou em fase com a mesma entre o terceiro e quarto terminais de carga de cc. As correntes de circulação harmônica de ordem 2xCxP fluem nos circuitos de cc conectados em paralelos em que P é um número ímpar e C é um número inteiro. A magnitude dessas correntes harmônicas e a corrente de circulação de cc é pequena de forma aceitável para máquinas com grande número de fases de armação (por exemplo, P>70). No evento de um modo de falha que evita que uma tensão de bobina seja retificada ou invertida, limitando desse modo a tensão entre os terminais de cc de um módulo particular de chaveamento a aproximadamente zero ou a um nível que seja suficientemente baixo para ter o efeito de ser zero, então as correntes de circulação harmônicas de ordem 2xCxFs fluem nos circuitos paralelos de cc em que C é um número inteiro e Fs é a frequência fundamental de estator. No entanto, novamente, a magnitude dessas correntes harmônicas e corrente de circulação de cc para os modos de falha assimétrica é pequena de forma aceitável para máquinas com grande número de fases de armação (por exemplo, P>70). O efeito de instâncias múltiplas de tais modos de falha é também aceitável quando uma máquina tem grande número de fases de armação (por exemplo, P>70) mesmo apesar de que isso inevitavelmente cause alguma degradação de desempenho.

Cada módulo de chaveamento pode incluir uma ponte H com terminais de ca e terminais de cc. Os terminais de ca são conectados aos terminais de ca da bobina correspondente. Os terminais de cc de uma pluralidade de pontes H são conectados em conjunto em série para definir um circuito de cc.

Os módulos de chaveamento podem ser controlados por um sistema de controle adequado. Por exemplo, cada módulo de chaveamento pode ser associado a um controlador correspondente.

Cada módulo de chaveamento pode incluir opcionalmente um circuito de recuperação de energia de comutação, que tem um capacitor de armazenamento de energia. Cada circuito de recuperação de energia pode ser conectado aos terminais de cc e aos terminais de ca da ponte H correspondente. Um circuito de recuperação de energia é somente exigido quando as pontes H operam como inversores de fontes de corrente que empregam dispositivos eletrônicos de potência controlada de porta para interromper a corrente de bobina quando a indutância de comutação está acima de um limiar que tornaria a dissipação de energia de comutação inaceitável tanto à eficiência total de sistema como ao projeto de sistema de resfriamento.

Cada ponte H pode incluir quatro dispositivos eletrônicos de potência dispostos de maneira convencional e é preferencialmente configurada como um conversor de fonte de corrente, mas, opcionalmente como um conversor de fonte de tensão. Quaisquer dispositivos eletrônicos de potência aceitáveis podem ser usados, incluindo diodos e tiristores e seus equivalentes funcionais e dispositivos que podem ser ligados e desligados por controle de porta. Visto que muitos módulos de chaveamento são conectados em conjunto em série, seus terminais de cc carregam inerentemente a mesma corrente de cc substancialmente constante com os componentes de ondulação sobrepostos, facilitando desse modo a operação como conversores de fonte de corrente. Mas é igualmente possível operar cada ponte H como um conversor de fonte de tensão através da incorporação de um capacitor de ligação cc. Além disso, visto que muitos módulos de chaveamento são conectados em conjunto em série, é desejável empregar dispositivos eletrônicos de potência com queda de tensão adiantada particularmente baixa e, portanto, a maioria dos carregadores e topologias unipolares são tipicamente preferenciais. Esses dispositivos precisam ser tipos de bloqueio reverso quando uma ponte H é configurada como um conversor de fonte de corrente e pode ser tipos assimétricos com diodos de roda livre conectados paralelos inversos ou tipos de condução reversa quando uma ponte H é configurada como um conversor de fonte de tensão. Os exemplos de tais dispositivos de bloqueio reverso incluiriam diodos, derivados de transistores de indução estática (SIT), tiristores, transistores de efeito de campo de junção vertical de bloqueio reverso e do tipo back to back (VJFETs) e transistores de efeito de campo de semicondutor de oxido de metal do tipo back to back (MOSFETs), transistores de junção bipolar isolado de bloqueio reverso (RB-IGBTs), tiristores de desligamento por porta simétrica (GTOs) e tiristores comutados de porta simétrica (SGCTs). Os exemplos de tais dispositivos assimétricos incluiriam transistores de efeito de campo de junção vertical (VJFETs), transistores de efeito de campo semicondutores de oxido de metal (MOSFETs), transistores de junção bipolar de porta isolada (IGBTs), tiristores de desligamento de porta (GTOs) e tiristores comutados de porta (GCTs). Esses dispositivos assimétricos serão geralmente acompanhados por um diodo conectado paralelo inverso distinto, mas é possível integrar de modo monolítico ou de outro modo o diodo conectado paralelo inverso dentro do pacote de dispositivo assimétrico de modo a formar uma variante de condução reversa. Os dispositivos eletrônicos de potência que empregam materiais de ampla lacuna de banda tais como carboneto de silício, podem ser usados devido ao fato de que sua capacidade para operar em temperaturas relativamente altas e, mais particularmente, seriam benéficos visto que as mesmas podem operar temperatura de junção que estão em excesso das temperaturas que são encontradas em enrolamentos de armação, mas dispositivos à base de silício podem ser usados em disposições resfriadas por ar e líquido desde que o refrigerante de fluido de trabalho está em uma temperatura suficientemente baixa. É preferencial que a maioria dos modos de falha dos dispositivos eletrônicos de potência resulte no desenvolvimento de um estado de baixa resistência estável em que a capacidade de realizar corrente de circuito de cc classificada de forma contínua e correntes de sobrecarga brevemente é fixada pelo dispositivo sem ruptura ou dissipação excessiva. Os dispositivos semicondutores de potência de contato por pressão são, portanto, preferenciais. Porém, os mesmos não precisam ser alojados em configurações convencionais de pacote de imprensa, nem precisam ser montados por meio de uma alta pressão compressiva, isto é, o uso de um sistema de contato de pressão é associado somente à fixação do estado de falha de baixa resistência desejado. Os sinais de acionamento de porta podem ser fornecidos a cada módulo de chaveamento do controlador associado. Os sinais de acionamento de porta podem ser usados para controlar o chaveamento dos dispositivos eletrônicos de potência na ponte H e, além disso, para controlar qualquer(quaisquer) dispositivo(s) eletrônico(s) de potência que podem ser associados ao circuito de recuperação de energia, por exemplo. As redes de auxilio de chaveamento (amortecimento) podem ser usadas para limitar as perdas de chaveamento nos dispositivos eletrônicos de potência. O uso de diodos e outras topologias de potência de semicondutor de potência que operam como um diodo (por exemplo, o SIT) é particularmente benéfico no caso em que a absoluta simplicidade e confiabilidade do conjunto de chaveamento eletrônico de potência é uma exigência. Nesse caso, o sistema de controle para o conjunto de chaveamento eletrônico de potência não é exigido para ter nenhuma função em relação à comutação da máquina elétrica e nos circuitos de recuperação de energia são exigidos. Quando os diodos ou seus equivalentes funcionais são empregados, comutação natural ocorre dentro da ponte H e da bobina associada e a ponte H opera como um conversor de fonte de corrente. Tal uma máquina elétrica poderia ser somente usada em um modo de geração e não teria capacidade de limitar a corrente de falha de cc ou qualquer sobrecarga de torque de eixo consequencial ou desmagnetização de excitação de imã permanente, se usada. Visto que a tensão máxima de terminal de cc sem carga da máquina elétrica varia aproximadamente pro rata com velocidade de eixo e a tensão de terminal de cc carregada é submetida à corrente de carga e queda de tensão dependente de indutância de comutação, tais máquinas elétricas são preferencialmente conectadas a um circuito externo por meio de um conversor de potência cuja função é manter a qualidade de potência liberada. Esse conversor de potência, que pode ser de qualquer tipo adequado, pode ser adaptado para limitar a corrente de falha de terminal de cc e o torque, visto que o conjunto de chaveamento eletrônico de potência não tem capacidade inerente de fornecer essa função de proteção. O uso de tiristores também podem ser benéficos no caso em que a simplicidade e confiabilidade do conjunto de chaveamento eletrônico de potência é uma exigência. Nesse caso, o sistema de controle para o conjunto de chaveamento eletrônico de potência é exigido para controlar a comutação da máquina elétrica e os circuitos de recuperação de energia são exigidos. Quando tiristores são empregados, a comutação natural ocorre dentro das pontes H e a bobina associada e as pontes H operam como conversores de fonte de corrente. Tal uma máquina elétrica seria somente completamente eficaz quando usada em um modo de geração em que as pontes H operam como retificadores naturalmente comutados e teriam uma capacidade limitada por taxa para limitar a corrente de falha de cc e qualquer sobrecarga de torque de eixo consequencial e desmagnetização de excitação de imã permanente se usada. Visto que a tensão máxima de terminal de cc sem carga da máquina elétrica varia aproximadamente pro rata com velocidade de eixo e a tensão de terminal de cc carregada é submetida à corrente de carga e queda de tensão dependente de indutância de comutação, tais máquinas elétricas são preferencialmente conectadas a um circuito externo por meio de um conversor de potência cuja função é manter a qualidade de potência liberada. Esse conversor de potência, que pode ser de qualquer tipo adequado, pode ser adaptado para limitar adicionalmente a corrente de falha de terminal de cc e o torque. Tal uma máquina teria somente uma capacidade limitada para operar no modo de monitoramento como resultado do efeito de indutância de comutação em comutação natural em que as pontes H operam como conversores de fonte de corrente em modo de inversão. O conversor externo de potência pode ser adaptado para interromper a corrente de acc que é alimentada ao conjunto de chaveamento eletrônico de potência mediante monitoramento para efetuar comutação de linha de cc de baixa velocidade, permitindo desse modo que uma máquina cuja função primária é a geração para operar como um motor em velocidade muito baixa (<0,05pu) para fins de posicionamento de eixo, ‘barramento’ e comissionamento.

Se os módulos de chaveamento usarem dispositivos eletrônicos de potência que podem ser ligados e desligados por controle de porta, então o conjunto de chaveamento eletrônico de potência pode ser controlado para fornecer comutação forçada da máquina elétrica. A máquina elétrica pode ser usada tanto nos modos tanto de geração quanto de monitoramentos. Os dispositivos eletrônicos de potência dos módulos de chaveamento também podem ser controlados para fornecer uma função de proteção para limitar a corrente de falha de terminal de cc, etc.

Os dispositivos eletrônicos de potência terão preferencialmente capacidade de operar em altas temperaturas com baixas perdas de condução, opcionalmente de modo que os módulos de chaveamento possam ser resfriados pelos circuitos de resfriamento de ar da máquina elétrica sem afetar de forma adversa seu projeto de circuito de resfriamento de ar ou comprometer a confiabilidade dos dispositivos eletrônicos de potência.

Os dispositivos eletrônicos de potência também podem ser resfriados ao ser colocados em contato por pressão com a respectiva saliência de bobina de armação com o uso de uma interface termicamente condutora e eletricamente isolante adequada, que permite desse modo que a bobina atue como um dissipador de calor. Os dispositivos eletrônicos de potência também podem ser resfriados por um circuito de resfriamento de líquido que podem conter um líquido dielétrico, por exemplo, um fluido de isolamento de transformador proprietário tal como MIDEL e seus equivalentes ou NOVEK que tem um ponto de ebulição adequado e pode fornecer o benefício de alta densidade de fluxo de calor de resfriamento de mudança de fase. Os módulos de chaveamento podem ser isolados por ar e ter capacidade de operar na temperatura máxima de bobina, que é tipicamente <150°C. O conjunto de chaveamento eletrônico de potência poder ser adaptado para fornecer degradação gradual de desempenho como resultado de falhas sucessivas de componentes individuais de módulo de chaveamento. Por exemplo, seguindo uma falha de sistema de controle que afeta um módulo particular de chaveamento, a bobina correspondente pode ser circuito deixado aberto enquanto a corrente de ligação de cc desvia a bobina selecionando um estado de chaveamento adequado para os dispositivos eletrônicos de potência - qualquer um dentre o quarto e quinto estados de chaveamento descritos abaixo no contexto de um conversor de fonte de corrente com dispositivos de chaveamento de semicondutor de potência reverso de bloqueio controlado por porta e em referência à Figura 8 seria adequado. Os mesmos estados de chaveamento pode ser empregado por um inversor de fonte de tensão e esse aspecto de adaptação para fornecer degradação gradual de desempenho é descrito abaixo em referência à Figura 11. Ademais, é possível que alguns modos de falha de módulo de chaveamento e os modos de falha dos dispositivos eletrônicos de potência pode induzir ao desenvolvimento de um estado de baixa resistência, controlado por porta ou de outro modo, em qualquer ou todos os dispositivos eletrônicos de potência dentro de um ou mais módulos de chaveamento e isso pode resultar em uma ou mais bobinas que carrega corrente de falha e produz torque de falta e expõe sistemas de excitação de imã permanente (quando usados) ao risco de desmagnetização. Sob essas circunstâncias, pode ser possível empregar um dispositivo de fusível ou outro dispositivo de chaveamento para interromper as correntes de falta de bobina individual, este é o caso em que correntes de bobina individual e tensões se fixam somente em níveis moderados. O efeito de únicas e múltiplas instâncias de tais modos de falha induziría à operação assimétrica da máquina, sendo que isso é aceitável quando o número de fases de armação P é grande (por exemplo, P>70), mas é inevitável nesses casos em que alguma degradação de desempenho ocorre. Ademais, algumas limitações de tolerância de sistema de controle e modos de falha podem induzir à operação assimétrica da máquina, por exemplo, bobinas individuais podem operar nos fatores de potência que se desviam ligeiramente da norma. Mais uma vez, é aceitável se a máquina tiver grande número de fases de armação (por exemplo, P>70), mas é inevitável nesses casos em que alguma degradação de desempenho ocorre.

Conectar os terminais de cc dos módulos de chaveamento em conjunto em série para definir dois caminhos de corrente paralelos permite que uma alta tensão de terminal de cc seja desenvolvida. No entanto, será prontamente apreciado que a corrente que flui através de cada módulo de chaveamento será relativamente baixa e de modo que o tamanho, classificação e custos dos dispositivos eletrônicos de potência possam ser minimizados. Por exemplo, uma típico gerador de 5MW de força comutada com 180 bobinas de única camada, em que cada um tem um módulo de tensão de circuito aberto de terminal de ca de meio de 220V e uma classificação de corrente de rms aproximada de 150A pode ser configurada com dois circuitos paralelos de cc para entregar 18kV cc em cerca de 280A nos terminais de carga de cc do conjunto de chaveamento eletrônico de potência. Será compreendido que tal um exemplo é fornecido somente para fins ilustrativos e que deve ser feita concessão para os efeitos de operação não senoidal, indutância de comutação e recuperação de energia, etc. no force processo de comutação de força.

As interconexões entre os módulos de chaveamento e entre os módulos de chaveamento e suas bobinas associadas podem ser curtas e diretas. Opcionalmente, uma série de módulos de chaveamento pode ser interconectada e combinada em um conjunto com dois terminais locais de cc. Opcionalmente, qualquer número conveniente de módulos de chaveamento pode ser interconectado e combinado em um subconjunto e qualquer número conveniente de subconjuntos pode ser combinado para formar um conjunto com dois terminais locais de cc. As interconexões entre módulos de chaveamento pode ser tal que suas respectivas tensões de terminal de cc de ponte H são somadas e/ou que sua tensão de cc combinada está em qualquer polaridade em relação ao giro em torno da armação. Os módulos de chaveamento podem ser distribuídos circunferencialmente em torno da armação ou conjunto de estator nas saliências de enrolamento final de bobina ou próximo às mesmas.

Em geral, é preferencial que tanto as distribuição circunferencial da densidade de fluxo de lacuna de ar quanto as correntes de bobina são não sinoidais e incluem harmônicos de número inteiro de baixa ordem. A densidade de fluxo de lacuna de ar e as correntes de bobina podem ser sincronizadas de modo que os componentes harmônicos de número inteiro de baixa ordem e fundamental de força magnetomotriz de armação (mmf) e fluxo de lacuna de ar tenham uma substancialmente relação de quadradura de modo a maximizar o torque por corrente de armação de unidade e para maximizar a densidade de torque. A máquina elétrica pode usar qualquer forma conveniente de excitação de campo. Por exemplo, os polos de campo podem ser definidos por polos de imã permanente dispostos ao redor do rotor, tanto a superfície montada ou embutida, os enrolamentos de campo de supercondução ou imãs de supercondução de volume, cobre convencional ou enrolamentos de campo de alumínio etc. A máquina elétrica pode ser de qualquer tipo adequado tal como indução, sincrônica etc. e ter qualquer rotor adequado e construção de armação tais como núcleo de ferro, núcleo de ferro com grande lacuna de ar sem dente, não ferro ou núcleo de ar etc. O uso de um rotor de supercondução que tem um escudo eletromagnético em conjunto a uma enrolamento de armação de tipo de lacuna de ar que tem um grande lacuna de ar magnético entre o rotor e ferro traseiro de estator seria benéfico ao permitir que a indutância de comutação seja minimizada ao ponto em que os módulos de chaveamento naturalmente comutados seriam preferenciais, embora eliminar a exigência da região em fenda de isolamento de parede principal de bobina de estator. Tal uma máquina elétrica exigiría ao invés disso isolamento de parede principal equivalente na forma de um cilindro livre de descarga entre a ordem de bobina de estator e o ferro traseiro de estator. Os benefícios da presente invenção seriam completamente aplicáveis a este sistema de isolamento e, como tal, as bobinas de armação exigiríam somente um sistema de isolamento de baixa tensão, isto é, bobinas individuais não exigiríam isolamento de parede principal. Apesar do fato de que tal uma máquina não teria dentes magnéticos ou características de fenda nesse ferro de estator, o uso do termo ‘fendas(s)’ no presente documento será completamente entendido para definir a contorno de corte transversal do(s) lado(s) de bobina empilhados de uma bobina de duas camadas ou única camada ou o lados de bobina lado a lado de um enrolamento concentrado de dente. Então o termo “fendas(s)” é completamente aplicável tanto às armações com fendas quanto às armações sem fenda. A máquina elétrica pode usar qualquer topologia mecânica conveniente, por exemplo, fluxo radial com estator dentro do rotor, fluxo radial com estator fora do rotor, fluxo axial de disco único e fluxo axial de disco múltiplo.

Tipicamente, a máquina elétrica operará em uma velocidade relativamente baixa. Por exemplo, um grande gerador de imã permanente de acionamento direto pode ter uma velocidade máxima de menos do que 15 rpm enquanto outras grandes máquinas podem ter uma velocidade máxima de menos do que 200 rpm. A máquina elétrica pode ser um gerador de imã permanente de baixa velocidade (por exemplo, de acionamento direto) para uso em uma turbina eólica, opcionalmente em que Np>80, Ns>200 e δ«1. A máquina elétrica pode ser um motor de propulsão de alta potência e baixa velocidade, opcionalmente em que Np>8, Ns>120 e õ«1. Espera-se que benefícios técnicos significativos possam ser obtidos quando Np=12, Ns=150 e õ=0,5.

Desenhos A Figura 1 é um diagrama esquemático que mostra uma primeira máquina elétrica de cc, de acordo com a presente invenção, com bobinas de duas camadas; A Figura 2 é um diagrama esquemático que mostra a interconexão dos módulos de chaveamento para a primeira máquina elétrica de cc da Figura 1; A Figura 3 é um diagrama esquemático que mostra as posições de rotor da primeira máquina elétrica de cc da Figura 1; A Figura 4 é um diagrama esquemático que mostra uma segunda máquina elétrica de cc, de acordo com a presente invenção, com bobinas de única camada; A Figura 5 é um diagrama esquemático que mostra a interconexão dos módulos de chaveamento para a segunda máquina elétrica de cc da Figura 4; A Figura 6 é um diagrama esquemático que mostra as posições de rotor da segunda máquina elétrica de cc da Figura 4; A Figura 7 mostra a topologia de um módulo de chaveamento; A Figura 8 mostra vários estados de chaveamento que podem ser adotados pelo módulo de chaveamento; A Figura 9 mostra a forma de onda de corrente de estator de uma máquina elétrica de cc, de acordo com a presente invenção; e A Figura 10 mostra a sequência de comutação de um modo de comutação de força de um conversor de fonte de corrente em concordância com as formas de onda de corrente de estator da Figura 9; A Figura 11 mostra a sequência de comutação de um modo de comutação de força de um conversor de fonte de tensão; A Figura 12 é um corte transversal através da segunda máquina elétrica de cc da Figura 4 que mostra como os módulos de chaveamento são montados nos enrolamentos finais; A Figura 13 é um controle esquemático simplificado para módulos de chaveamento; e As Figuras 14A a 14D são diagramas esquemáticos que mostram a disposição de terminais locais de cc e a interconexão de módulos de chaveamento para os segmentos do conjunto eletrônico de chaveamento de potência da presente invenção.

Uma primeira máquina elétrica de cc, de acordo com a presente invenção, é esquematicamente mostrado nas Figuras 1 a 3. Uma segunda máquina elétrica de cc, de acordo com a presente invenção, é esquematicamente mostrado nas Figuras 4 a 6. Será prontamente apreciado que o rotor e grande parte do estator foram omitidos das Figuras 1 e 4 por fins de clareza.

Tanto na primeira quanto na segunda máquina elétrica, o conjunto de estator (ou armação) tem 360 fendas de enrolamento (Ns=360) para receber as bobinas do enrolamento do estator. Na primeira máquina elétrica, o enrolamento do estator inclui 360 bobinas de duas camadas. Na segunda máquina elétrica, o enrolamento do estator inclui 180 bobinas de única camada. Apesar de não mostrado, o estator poderia ter um número ímpar de fendas de enrolamento ou um enrolamento concentrado de dente em que cada bobina é enrolada em torno de um dente de estator.

Um dado é fornecido pelos terminais de cc positivos locais colocalizados Vcc0 de primeiro e segundo seguimentos (que corresponde aos primeiro e segundo circuitos de cc) de um conjunto de chaveamento eletrônico de potência que é descrito em mais detalhes abaixo. Os terminais de cc negativos locais colocalizados Vcc# do primeiro e segundo seguimentos são localizados em 180 graus mecânicos em tomo da circunferência de estator dos terminais de cc positivos locais Vcc0. Os terminais de cc positivos locais Vcc0 são conectados um ao outros e a um primeiro terminal de carregamento de cc (terminal CC+ de carregamento positivo) do conjunto de chaveamento eletrônico de potência. Os terminais de cc negativos locais Vcc# são conectados um ao outro e a um segundo terminal de carregamento de cc (terminal CC- de carregamento negativo) do conjunto de chaveamento eletrônico de potência. Os primeiro e segundo de carga de cc podem ser conectados a qualquer equipamento ou circuito externo adequado (não mostrado), opcionalmente por meio de um conversor de potência de interposição (não mostrado). No caso de um gerador tal como um gerador de imã permanente de acionamento direto para uma turbina eólica, então o circuito externo pode ser uma rede de coleta que fornece potência de um gerador a uma rede elétrica. No caso de um motor tal como um motor de propulsão para uma distribuição de potência marinha e sistema de propulsão então o circuito externo pode ser uma conexão a um barra de suporte ou quadro de comando, por exemplo.

Na primeira máquina elétrica mostrada na Figura 1 metade do número total de bobinas que rodam em uma direção de sentido horário(CW) do dado foi rotulada com números de fase P1, P2, P3, P4, P5...P180 enquanto as bobinas remanescentes rodam em uma direção de sentido anti-horário(CCW) do dado foram rotuladas com números de fase -P180, -P179, -P178, -P177...-P1. Na segunda máquina elétrica mostrada na Figura 4 metade do número total de bobinas que rodam em uma direção de sentido horário do dado foi rotulada com números de fase P1, P2, P3...P90 enquanto as bobinas remanescentes que rodam em um direção de sentido anti-horário do dado foram rotuladas com números de fase -P90, -P89...-P2, -P1.

Os terminais de ca de cada bobina são conectados aos terminais de ca de um módulo de chaveamento associado. Cada módulo de chaveamento inclui uma ponte H convencional com quatro diodos. Na primeira máquina elétrica, os terminais de cc das pontes H para as bobinas que definem as fases P1...P180 são conectadas em série entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc CC+, CC- para definir um primeiro circuito de cc. Os terminais de cc das pontes H para as bobinas que definem as fases -P1...-P180 são conectadas em série entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc CC+, CC- para definir um segundo circuito de cc. Na segunda máquina elétrica os terminais de cc das pontes H para as bobinas que definem as fases P1...P90 são conectados em série entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc CC+, CC- para definir um primeiro circuito de cc. Os terminais de cc das pontes H para as bobinas que definem as fases -P1...-P90 são conectadas em série entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc CC+, CC- para definir um segundo circuito de cc. O primeiro e segundo circuitos de cc são, portanto, conectados em paralelo entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc. Em outras palavras, o conjunto de chaveamento eletrônico de potência é particionado em um primeiro segmento que inclui os módulos de chaveamento que são interconectados para definir o primeiro circuito de cc e um segundo segmento que inclui os módulos de chaveamento que são interconectados para definir o segundo circuito de cc. A máquinas elétricas mostradas nas Figuras 1 e 4, portanto, têm a primeira (ou ‘de referência’) disposição com circuitos simétricos de cc conforme descrito brevemente acima. Será prontamente apreciado que, em outras disposições, circuitos adicionais de cc podem ser conectados em paralelo entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc. Por exemplo, as máquinas de único canal podem ter quatro circuitos de cc conectados em paralelos entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc desde que seu número de bobinas seja divisível por quatro para render um número inteiro ou as máquinas de canal duplo podem ter um terceiro terminal de carregamento de cc (terminal de carregamento positivo) e um quarto terminal de carregamento de cc (terminal de carregamento negativo) com circuitos adicionais de cc conectados em paralelo entre o terceiro e quarto terminais de carga de cc. As disposições de circuito de cc assimétricas (isto é, em que os circuitos ou segmentos paralelos de cc têm um número diferente de pontes H) também são possíveis. A saída de cada bobina é retificada pela ponte H correspondente, conforme descrito em mais detalhes abaixo.

Na primeira máquina elétrica, uma tensão Vcc de terminal cc de carregamento de luz média é dada por: Vcc = (Ns/2 χ |Vc|avg) - (Ns χ Vdiodo), em que |Vc| é o módulo da tensão de bobina, avg é uma função média e Vdiodo é a queda de tensão idealizada de um único diodo retificador. A corrente de terminal de cc Icc é dividida entre os circuitos paralelos de cc cujas respectivas correntes de acc são substancialmente lcc/2 e as correntes de bobina são restritas para serem ±lcc/2 exceto durante comutação. Os efeitos de comutação natural são significativos quando a máquina é carregada e durante a comutação ângulo de sobreposição, enquanto a corrente de bobina comuta de +lcc/2 a -lcc/2 em uma taxa estabelecida por Vc/Lc, em que Vc é a tensão de circuito aberto instantâneo de bobina e Lc é a indutância de comutação, os terminais de bobina são eficazmente encurtados, evitando desse modo que a bobina entregue potência ao carregamento. Por conseguinte, a tensão de terminal de cc cai à medida que a corrente de terminal de cc é aumentada e que o declive da queda é aproximadamente proporcional à indutância de comutação. A segunda máquina elétrica tem metade à medida que muitas bobinas tem a primeira máquina e, portanto, a razão da tensão de terminal de cc Vcc e a tensão de bobina Vc é aproximadamente metade daquela da primeira máquina. Visto que as bobinas de única camada da segunda máquina elétrica ocupam substancialmente toda a profundidade de fenda (como oposta à metade da profundidade de fenda para as bobinas de duas camadas da primeira máquina) a bobina somada volt.amps do estator completo pode permanecer inalterado visto que o projetista é livre para trocar turnos de bobina para área de corte transversal corte transversal de corda de condutor de bobina de modo a atingir a tensão de terminal de cc desejada e classificações de corrente. Em termos gerais, para um dado ferro de dente de estator e geometria de fenda, a primeira e segunda máquinas elétricas seriam tipicamente projetadas para distribuir a mesma tensão de terminal de cc e cada bobina da segunda máquina empregaria duas vezes que muitos turnos que na primeira máquina durante o uso substancíalmente das mesmas dimensões de corda de condutor. O isolamento entre turnos dentro de ambos os tipos de bobinas seria comparável, havendo substancialmente o mesmo número de turnos por metro quadrado de corte transversal de fenda e este é o caso em que espessura de isolamento entre turnos seria determinada por forças mecânicas, ao invés de resistência à tensão. Apesar do fato de que o uso de bobinas de duas camadas sofreria teoricamente da desvantagem de exigir barreiras de isolamento entre camadas superiores e inferiores bobinas adjacentes na mesma fenda de estator, a baixa tensão entre bobinas da presente invenção tornaria, em prática, tal uma desvantagem negligenciável no contexto do projeto geral do estator. A indutância de comutação relacionada à queda de tensão seria suficientemente não afetada pela escolha de tipo de bobina em máquinas que têm idênticas classificações de terminal de cc devido ao fato de que o mesmo número de turnos por ampere de fenda precisa ser comutado pela mesma tensão de fenda. Em outras palavras, o efeito de a indutância de comutação Lc que é proporcional ao (número de turnos por bobina)2 é negado por haver metade das bobinas para comutar e duas vezes a tensão por bobina para causar cada evento de comutação. Dado que a presente invenção é de relevância particular às grandes máquinas cujas bobinas seriam tipicamente pré-formadas e seriam relativamente inflexíveis, a escolha entre bobinas de duas camadas ou de única camada seria provavelmente determinada pela facilidade de fabricação e as maiores máquinas (tipicamente aquelas com um diâmetro externo de estator >4m) empregariam tipicamente as bobinas de única camada devido ao fato de que as mesmas são frequentemente mais fáceis de inserir nas fendas de estator.

As interconexões entre as bobinas e as pontes H no domínio de ca e as interconexões entre os terminais de cc das pontes H no domínio de cc, são mais claramente mostradas na Figura 2 para a primeira máquina elétrica. As interconexões similares para a segunda máquina elétrica são mostradas na Figura 5. O efeito de fornecimento de uma razão de número não inteiro para Np/Ns para fornecer um estator com muitas fases por fenda por polo será descrito em referência às Figuras 3 e 6. A Figura 3 mostra três posições do rotor da primeira máquina elétrica com bobinas de duas camadas e a Figura 6 mostra três posições correspondentes do rotor da segunda máquina elétrica com bobinas de única camada. Ambos os rotores têm 118 polos (Np=118) e Ns/Np=3.0508. Em outras palavras, a primeira e segunda máquinas elétricas têm aproximadamente, mas não exatamente, três fendas por polo. Se isso for definido em termos do deslocamento de Vernier em que Ns/Np=n+õ, então, pode-se observar que n=3 e 5=0,0508.

Para uma máquina elétrica de cc convencional que tem 360 fendas então seria típico que o rotor tenha 120 polos de modo que Np/Ns=3, facilitando desse modo uma interconexão de estator de três fases. No entanto, no caso da primeira e segunda máquinas elétricas da presente invenção, o número de polos foi reduzido de 120 a 118. Tanto a primeira quanto a segunda máquinas elétricas, portanto, empregam a primeira metodologia descrita acima em que m=1, mas será prontamente apreciado que a metodologia alternativa também poderia ser usada onde o número de fendas aumenta ou diminui em relação ao número de fendas que seria tipicamente constatado em uma máquina elétrica convencional para um dado número de polos e que fornecería um razão de número inteiro de Ns/Np.

Os polos são distribuídos de forma uniforme em torno da circunferência do rotor. Cada polo é definido por um imã permanente, sendo que os imãs são dispostos para definir alternação de polos norte (N) e sul (S). Somente quatro polos S1, N1, S2 e N2 são mostrados nas Figuras 3 e 6 por fins de clareza. O giro do rotor em relação ao estator estacionário é retratado de forma linear por movimento em etapas dos polos de rotor S1, N1, S2 e N2 à direita em relação tanto ao dente de estator quanto a um dado de posição de rotor que é alinhado com a borda de lado esquerdo do primeiro polo sul S1 quando o rotor está em uma primeira posição de rotor. Será compreendido que o deslocamento de Vernier δ foi aumentado no interesse de clareza e que cada etapa no movimento de rotor retratado é ligeiramente maior do que 50% do deslocamento de Vernier escalonado.

Em uma primeira posição de rotor, a borda de lado esquerdo do primeiro polo norte N1 está alinhada à borda de lado direito do dente de estator mais próximo. As bordas de lado esquerdo dos polos precedentes são progressivamente deslocadas da borda de lado direito do dente mais próximo por múltiplos de -δ de acordo com uma disposição de Vernier padrão. O deslocamento entre a borda de lado esquerdo do respectivo polo e a borda de lado direito do dente mais próximo é representado na Figura 3 por -Θ ou Θ dependendo da polaridade do desvio. No caso do primeiro polo norte N1, então 6=0, devido ao fato de que a borda de lado esquerdo do polo e a borda de lado direito do dente são alinhadas, no caso do primeiro polo sul S1, então θ=-δ, no caso do segundo polo sul S2 então θ=δ e no caso do segundo polo norte N2 então θ=2δ. Apesar de não mostrada, a borda de lado esquerdo de um polo sul que é deslocada do primeiro polo norte N1 por precisamente metade da circunferência do rotor (isto é, por 180 graus mecânicos) também será alinhada com a borda de lado direito do dente de estator mais próximo.

Em uma segunda posição de rotor, o rotor se moveu somente ligeiramente à direita em relação ao estator estacionário. A borda de lado esquerdo do primeiro polo norte N1 é agora deslocada da borda de lado direito do dente de estator mais próximo por um pouco mais do que δ/2, a borda de lado esquerdo do primeiro polo sul S1 é agora deslocada da borda de lado direito do dente mais próximo por um pouco menos do que -δ/2, a borda de lado esquerdo do segundo polo sul S2 é agora deslocada da borda de lado direito do dente mais próximo por um pouco mais do que 3õ/2 e a borda de lado esquerdo do segundo polo norte N2 é agora deslocada da borda de lado direito do dente mais próximo por um pouco mais do que 5õ/2.

Em uma terceira posição de rotor, o rotor se moveu somente ligeiramente mais à direita em relação ao estator estacionário. A borda de lado esquerdo do primeiro polo norte N1 é agora deslocada da borda de lado direito do dente de estator mais próximo por um pouco mais do que δ, a borda de lado esquerdo do primeiro polo sul S1 é agora deslocada da borda de lado direito do dente mais próximo por um pequena fração de δ, a borda de lado esquerdo do segundo polo sul S2 é agora deslocada da borda de lado direito do dente mais próximo por um pouco mais do que 2δ e a borda de lado esquerdo do segundo polo norte N2 é agora deslocada da borda de lado direito do dente mais próximo por um pouco mais do que 3δ.

Pode-se, portanto, observar que apesar do fato de que o rotor se move somente ligeiramente à direita entre cada posição sucessiva de rotor, a sequência de fase se move à esquerda em uma taxa maior de maneira apreciável. No exemplo mostrado na Figura 3, enquanto o rotor se move da etapa 1 à etapa 3 ou um pouco mais do que o deslocamento de Vernier δ à direita, sendo que este é <20% do passo de fenda, o alinhamento entre as respectivas bordas de polos de rotor e dente de estator se moveu à esquerda por aproximadamente três vezes o passo de fenda ou aproximadamente um passo de polo, isto é, na etapa 3 a borda de lado esquerdo do primeiro polo sul S1 está aproximadamente alinhada à borda de lado direito do dente de estator mais próximo. Portanto, pode-se observar que enquanto o rotor se move da etapa 1 à etapa 2 ou um pouco mais do que δ/2 à direita, sendo que este é <10% do passo de fenda, o alinhamento entre respectivas bordas de polos de rotor e do dente de estator se moveu à esquerda por aproximadamente seis vezes o passo de fenda ou aproximadamente dois passos de polo, isto é, na etapa 2, a borda de lado esquerdo do polo norte (não mostrado) imediatamente à esquerda do primeiro polo sul S1 está aproximadamente alinhado à borda de lado direito do dente de estator mais próximo. Visto que um ciclo de sequência de fase ocupa dois passos de polo, as fases elétricas adjacentes na sequência de fase são fisicamente separadas por seis fendas de estator, seis bobinas e seis fases elétricas. Diferente de uma máquina elétrica convencional com um número inteiro número de fendas por polo e em que a sequência de fase do enrolamento de armação é síncrono com a posição de rotor e em que as bobinas adjacentes são fases eletricamente consecutivas, o deslocamento de Vernier faz com que as fases eletricamente consecutivas sejam fisicamente remotas uma da outra, isto é, o giro de fase de estator não é diretamente sincronizado com o giro do rotor. De forma similar, os eventos de comutação não são diretamente sincronizados com o giro do rotor. No caso da primeira máquina elétrica mostrada na Figura 3, o aspecto físico de giro de fase elétrica tem >60 vezes a velocidade angular do giro mecânico do rotor e da polaridade oposta ao mesmo. Estando o deslocamento de Vernier na polaridade oposta (por exemplo, causando sequência de fase regressiva) então o aspecto físico de giro de fase elétrica estaria também no sentido oposto. A relação mecânica de Vernier entre as bordas de polos e as bordas de dente de estator da segunda máquina elétrica mostrada na Figura 5 é exatamente a mesma que para a primeira máquina, mas a relação entre o giro de fase elétrica e o giro mecânico do rotor é ligeiramente diferente. Nesse caso, para um movimento de rotor de aproximadamente 10% do passo de fenda à direita, o alinhamento entre as respectivas bordas dos polos e o dente de estator se move à esquerda por aproximadamente seis vezes o passo de fenda ou aproximadamente dois passos de polo. As fases elétricas adjacentes na sequência de fase são fisicamente separadas por seis fendas, mas são fisicamente separadas por somente três bobinas e três fases elétricas.

Cada bobina é conectada a um módulo de chaveamento de ponte H. Desse modo, a primeira máquina elétrica tem 360 módulos de chaveamento e a segunda máquina elétrica tem 180 módulos de chaveamento. Os módulos de chaveamento são dispostos em torno do estator e estão em grande proximidade com as saliências de enrolamento final de bobina em um final do estator. Conforme mostrado nas Figuras 2 e 5, uma primeira série de módulos de chaveamento (180 para a primeira máquina elétrica ou 90 para a segunda máquina elétrica) têm terminais de ca conectados aos terminais de bobina de ca correspondentes e os terminais de cc conectados em conjunto em série. Uma segunda série de módulos de chaveamento (180 para a primeira máquina ou 90 para a segunda máquina elétrica) têm terminais de ca conectados aos terminais de bobina de ca correspondentes e terminais de cc conectados em conjunto em série. A polaridade das conexões de cc entre a primeira e segunda séries de módulos de chaveamento se dá de modo que os terminais locais de cc nas extremidades de cada série possam ser conectados em conjunto para formar dois circuitos paralelos de cc. No caso da primeira máquina elétrica então as 360 bobinas de duas camadas correspondem a 360 fases de estator com uma primeira série de 180 fases de estator com separação de fase substancialmente igual e uma segunda série de 180 fases de estator com separação de fase substancialmente igual, mas que estão em exata antifase com a primeira série. O enrolamento do estator da primeira máquina elétrica, portanto, define 180 fases eficazes de estator, o termo ‘fases eficazes’ que é usado no presente documento para definir que a ondulação de tensão de cc de extremidade a extremidade através de cada circuito de cc paralelo inclui 360 substancialmente ciclos iguais de ondulação por revolução do rotor de modo que os dois circuitos possam ser conectados em paralelo com correntes mínimas de circulação. No caso da segunda máquina elétrica, então as 180 bobinas de única camada correspondem a 180 fases de estator com uma primeira série de 90 fases de estator com separação de fase substancialmente igual e uma segunda série de 90 fases de estator com separação de fase substancialmente igual, mas que estão em exata antifase com a primeira série. O enrolamento do estator da primeira máquina elétrica, portanto, define 90 fases eficazes de estator.

Sabe-se que rotores de imã permanente montados de superfície definem um comprimento de lacuna de ar magnético que é a soma do comprimento de lacuna de ar físico e a espessura radial dos imãs. A simetria eletromagnética de tais máquinas elétricas é substancialmente não afetada por excentricidade de rotor desde que os padrões normais de precisão de fabricação sejam empregados. Essa simetria eletromagnética precisa ser cuídadosamente especificada de modo a evitar as correntes de circulação, este é o caso em que o excentricidade de eixo geométrico de rotor em relação ao estator e excentricidade de rotor em relação ao eixo geométrico de rotor, ambos causam a tensão de circuito aberto de bobinas diametralmente opostas sejam ligeiramente não equilibradas. A disposição e operação dos módulos de chaveamento quando configurados para operação como conversores de fonte de corrente serão agora descritas em referência às Figuras 7 a 10.

Cada módulo de chaveamento inclui uma ponte H com quatro dispositivos eletrônicos de potência S1...S4. Nos exemplos descritos acima, os dispositivos eletrônicos de potência são diodos e a máquina elétrica pode operar somente em um modo de geração em que as tensões de bobina são retificadas pelos módulos de chaveamento. No entanto, conforme mostrado na Figura 7, em algumas disposições, os dispositivos eletrônicos de potência podem ser ligados e desligados de forma seletiva, por exemplo, por controle de porta. Nesse caso, a máquina elétrica pode operar tanto no modo de geração quanto no modo de monitoramento. Os dispositivos eletrônicos de potência são preferencialmente dispositivos de bloqueio reverso controlados por porta com uma baixa resistência de estado ligado, uma alta resistência de estado desligado e baixas perdas de chaveamento mediante chaveamento entre os estados ligado e desligado. É inerente que a frequência de chaveamento de dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 é igual à frequência fundamental de estator quando esses são dispositivos naturalmente comutados e é preferencial que a frequência de chaveamento de dispositivos eletrônicos de potência S1. . .S4 é igual à frequência fundamental de estator quando esses são dispositivos comutados a força ou comutados por porta. A frequência fundamental de estator é particularmente baixa (tipicamente <20Hz) nas máquinas de baixa velocidade descritas no presente documento e a baixa frequência de chaveamento associada é benéfica ao tornar as perdas de chaveamento de semicondutor de potência praticamente insignificante. Os dispositivos eletrônicos de potência preferencialmente também tem capacidade de operar em uma temperatura relativamente alta, opcionalmente em excesso da temperatura de bobina experimentada durante a operação da máquina elétrica e são suficientemente robustos para superar a operação dentro dos confins da armação de máquina.

Os terminais de ca de cada ponte H são conectados aos terminais de ca da bobina correspondente, que é mostrada como uma fonte de tensão com uma indutância conectada em série. Os terminais de cc de cada ponte H são conectados a um circuito de enlace de cc que é mostrado como uma fonte de corrente equivalente lcc/2. Será prontamente apreciado que o circuito de enlace de cc é o circuito de corrente relevante entre o primeiro e segundo terminais de carga de cc do conjunto de chaveamento eletrônico de potência.

Cada módulo de chaveamento também pode incluir um circuito de recuperação de energia que é conectado aos terminais tanto de ca quanto de cc da ponte Η. O circuito de recuperação de energia pode incluir um capacitor de armazenamento de energia, dispositivos eletrônicos de potência e conjunto de circuito de controle que podem ser operados para receber corrente de ligação de cc e corrente de bobina quando qualquer um ou mais dentre os dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 são comutados e retornar energia armazenada ao circuito de enlace de cc no período entre eventos de comutação. Visto que os períodos durante a comutação de um módulo de chaveamento individual ocorre ocupa uma pequena proporção do tempo operacional total, o circuito de recuperação de energia é mais bem descrito como tendo uma característica de carregamento de baixa impedância e uma característica de carregamento de alta impedância. Apesar de ser uma possível opção, em geral, é preferencial que a energia que é associada à corrente de bobina de comutação não é dissipada visto que isso poderia afetar de forma adversa as perdas de eficiência e potência. O circuito de recuperação de energia, portanto, recupera energia que seria de outro modo dissipada de forma desperdiçada como calor.

Os dispositivos eletrônicos de potência S1 ...S4 podem ser ligados e desligados de forma seletiva para permitir que a corrente de ligação de cc seja direcionada através da bobina conforme exigido.

Os vários estados de chaveamento de cada ponte H são mostrados na Figura 8 na qual a direção de fluxo de corrente é representada pelas setas tracejadas.

Em um primeiro estado de chaveamento, a corrente de ligação de cc é direcionada para fluir da direita à esquerda através da bobina correspondente ligando-se os dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3 (isto é, o chaveamento desses dispositivos ao estado ligado). Os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 permanecem no estado desligado.

Em um segundo estado de chaveamento, a corrente de ligação de cc é direcionada para fluir da esquerda para a direita através da bobina correspondente ligando-se os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 (isto é, o chaveamento desses dispositivos ao estado ligado). Os dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3 permanecem em estado desligado.

Em um terceiro estado de chaveamento, que pode seguir o segundo estado de chaveamento, o circuito de recuperação de energia recebe corrente do circuito de enlace de cc e da bobina como resultado de comutação de dispositivo eletrônico de potência S4 (isto é, o dispositivo S4 é acionado do estado ligado ao estado desligado enquanto o dispositivo S1 permanece no estado ligado). Os estados equivalentes de chaveamento (não mostrado) existem se o segundo estado de chaveamento for interrompido mediante comutação do dispositivo eletrônico de potência S1 ou se o primeiro estado de chaveamento for interrompido comutando um dos dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3. No terceiro estado ou em um estado de chaveamento equivalente, a tensão Verc imposta na bobina pelo circuito de recuperação de energia está significativamente em excesso da tensão de circuito aberto da bobina Vc e então uma tensão de força de magnitude Verc-Vc é aplicada à indutância de comutação Lc. Isso faz com que a corrente de bobina Ic mude em um taxa dlc/dt = (Verc-Vc) / Lc que, por sua vez, causa comutação e eventual reversão da corrente de bobina.

Em um quarto ou quinto estado, a corrente de enlace de cc é direcionada para fluir através da ponte em H sem fluir na bobina ligando-se os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S2 ou S3 e S4 respectivamente. A transição do quarto estado ou do quinto estado para o primeiro estado ou o segundo estado pode ser por comutação natural ou comutação forçada dos dispositivos eletrônicos de potência de acordo com a polaridade da tensão de circuito aberto da bobina Vc no tempo de comutação. Por exemplo, a transição do quarto estado para o primeiro estado quando o terminal direito de tensão de bobina é positivo em relação ao terminal esquerdo é atingida ligando-se o dispositivo eletrônico de potência S3 que faz com que a corrente comute naturalmente do dispositivo eletrônico de potência S1 para o dispositivo eletrônico de potência S3 em uma taxa que é determinada pela tensão de circuito aberto da bobina Vc e a indução de comutação Lc. A corrente na bobina aumenta de modo correspondente de zero até a recuperação inversa do dispositivo eletrônico de potência S1 ocorrer. A transição do quarto estado para o primeiro estado quando o terminal esquerdo da tensão de bobina é positivo em relação ao terminal direito é atingida lidando-se o dispositivo eletrônico de potência S3 e comutando-se o dispositivo eletrônico de potência S1 (isto é, o dispositivo S1 é chaveado do estado ligado para o estado desligado enquanto o dispositivo S3 é chaveado ao estado ligado) que faz com que a corrente seja comutada a força do dispositivo eletrônico de potência S1 para o dispositivo eletrônico de potência S3 em uma taxa dlc/dt = (Verc-Vc) / Lc em um estado de chaveamento equivalente (não mostrado) para o terceiro estado de chaveamento.

Em um sexto estado de chaveamento, que pode seguir o segundo estado de chaveamento, o circuito de recuperação de energia recebe corrente do circuito de enlace de cc e a bobina como um resultado da comutação de dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 (isto é, os dispositivos S1 e S4 são chaveados do estado ligado para o estado desligado). Um estado de chaveamento equivalente (não mostrado) existe se o primeiro estado de chaveamento for interrompido por comutação de ambos os dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3. No sexto estado de chaveamento ou um equivalente, a tensão Verc imposta na bobina pelo circuito de recuperação de energia é significantemente em excesso da tensão de circuito aberto da bobina Vc e assim uma tensão forçada de magnitude Verc-Vc é aplicada à indução de comutação Lc. Isso faz com que a corrente de bobina lc mude em um taxa dlc/dt = (Verc-Vc) / Lc que por sua vez causa a comutação e reversão eventual da corrente de bobina. É em geral preferencial que a corrente de bobina seja comutada de modo que a mesma ou flua na direção correta ou seja definida em zero antes de entrar no primeiro, segundo, quarto ou quinto estados definidos acima.

No caso de uma máquina que tem um conjunto de chaveamento eletrônico de potência cujos terminais de cc locais são conectados ao primeiro e ao segundo terminais de carregamento de cc que recebem uma corrente cc Ide e onde a corrente é distribuída igualmente entre dos circuitos de cc conectados em paralelo, em um primeiro caso em que a recuperação de energia é negligenciada, a corrente de bobina pode ser controlada para produzir formas de onda para a forma mostrada na Figura 9 em que a largura de pulso de uma forma de onda de corrente quase quadrada é variável, como é o faseamento da forma de onda de corrente em relação à forma de onda de tensão de circuito aberto de bobina. A amplitude da corrente de bobina é restringida para ser aproximadamente positiva ldc/2 ou negativa ldc/2 em todos os tempos outros que durante as comutações entre os estados definidos acima e durante períodos em que o quarto ou o quinto estados estão ativos. Em um segundo caso em que a recuperação de energia é levada em conta, a amplitude da corrente de bobina é amplamente conforme definida para o primeiro caso, mas a corrente que flui para fora do circuito de recuperação de energia entre as comutações é subtraída ou somada ao módulo de corrente de bobina durante a geração e monitoramento respectivamente. Deve-se perceber que a ação de aplicar uma tensão de força para afetar a comunicação faz com que a tensão de terminal da bobina seja significantemente distorcida em relação à tensão de circuito aberto da bobina Vc, isto é, a tensão de terminal da bobina é apenas da forma mostrada para a tensão de circuito aberto quando nenhuma corrente de bobina flui. O gradiente das "bordas” comutadas de corrente é afetado pela natureza do circuito de recuperação de energia e também pelo deslocamento de fase entre a tensão e a corrente. A relação de fase entre a tensão e a corrente é mostrada para uma máquina no modo de geração para o caso em que a recuperação de energia ou é insignificante ou desprezada para os propósitos de ilustração apenas e, embora as formas de onda mostrem o caso de um fator de potência em atraso (pf<0,8 de atraso) pelo interesse de clareza, é em geral preferencial que não haja deslocamento de fase entre os componentes fundamentais da tensão de circuito aberto de bobina e formas de onda de corrente a fim de atingir a relação substancialmente em quadratura desejada entre o estator mmf e densidade de fluxo de lacuna de ar. Isso maximiza o torque por corrente de estator unitária em tempos em que se espera que a máquina elétrica gere saída máxima. A fim de que os componentes fundamentais das formas de onda de corrente e tensão de circuito aberto de bobina estejam em fase, isto é, em fator de potência interna unitário, a corrente de bobina deve ser avançada em fase em relação à tensão de terminal de bobina, isto é, em um fator de potência de terminal principal e, portanto, a comutação forçada por meio do circuito de recuperação de energia foi descrita. Essa relação de quadratura especificada, no fornecimento de torque máximo por corrente de estator de unidade, corresponde à condição em que a tensão de terminal de cc máxima é atingida para cada módulo de chaveamento e entre o primeiro e o segundo terminais de carregamento de cc do conjunto de chaveamento eletrônico de potência da máquina elétrica para qualquer dada velocidade de eixo. A potência de eixo é, portanto, também maximizada por velocidade de eixo de unidade.

Será facilmente percebido que a relação de fase e largura de pulso podería ser variada para propósitos de controle e proteção e de acordo com o modo de operação necessário. Mais particularmente, tal máquina pode ser operada nos modos de monitoramento e geração em ambas as direções de giro de eixo a fim de atingir capacidade de acionamento de quatro quadrantes esses modos, cada um, pode ser operados em modo de comutação forçada ou modo de comutação natural, submetido a restrições de indução de comutação. Quando opera em um modo de monitoramento, a relação de fase é tal que a corrente de bobina é invertida em relação àquela mostrada na Figura 9, isto é, a corrente de bobina e a tensão de circuito aberto de bobina estão aproximadamente em antifase e essa relação de fase pode ser ajustada para maximizar o torque de eixo por corrente de estator de unidade por operação de cada bobina em fator de potência interna unitária negativa. Esse deslocamento de fase é mostrado como sendo variável na Figura 9 e, na prática, essa variabilidade é contínua em qualquer direção pela faixa de 360° completa. Em outros momentos quando opera em um modo de geração, por exemplo, quando a máquina elétrica é exposta a uma resistência baixa ou falha de curto circuito entre o primeiro e o segundo terminais de carregamento de cc, a corrente e tensão de saída da máquina elétrica podem ser reguladas pelo controle de fase, isto é, por ajuste do deslocamento de fase entre a corrente de bobina e a tensão de circuito aberto de bobina de modo que a máquina elétrica opere em um atraso ou mesmo fator de potência zero. Embora o controle de fase faça com que a máquina elétrica opere em torque menor que o máximo por corrente de estator de unidade, a capacidade de regular sua saída pode ser benéfica para a proteção e controle do sistema de potência. A ação de operação de um gerador em um fator de potência em atraso causa o efeito de reação de armação para contribuir beneficamente para o comportamento de limitação de corrente em falha. Quando opera em um fator de potência em atraso, cada módulo de chaveamento pode ser opcionalmente operado de uma maneira controlada em um modo naturalmente comutado que é equivalente à comutação natural em uma fase única, retificador de ponte de tiristor controlado por fase. Mesmo quando dispositivos de chaveamento eletrônico de potência comutados à força são empregados, os estresses de tensão de desligamento de dispositivo de chaveamento são minimizados quando operam em um modo de comutação natural. Cada módulo de chaveamento pode também operar sob condições controladas que replicam o comportamento de um retificador de ponte de diodo de fase única. A saída da máquina pode ser também reduzida para propósitos de controle e proteção por redução da largura de pulso da corrente de bobina conforme descrito acima e pode ser desligado por supressão de pulso, isto é, por desligamento de todos os dispositivos de chaveamento eletrônico de potência em cada ponte em H ou por seleção de qualquer um dentre o quarto e o quinto estados mostrados na Figura 8.

No caso de um gerador de turbina eólica, se a rede de coleta externa for submetida a rompimento e não puder receber potência por um período curto, por exemplo, 5 segundos, mas não é desejável regular a produção de torque por controle de passo de lâmina, então um resistor de freio dinâmico pode ser conectado entre o primeiro e o segundo terminais de carregamento de cc por dispositivos de chaveamento adequados e o meio de controle de fase mencionado acima pode ser usado para permitir que a dissipação de potência no resistor de freio seja regulada a fim de regular a potência extraída da turbina eólica para propósitos de controle de velocidade e/ou torque.

Todas as realizações da máquina elétrica podem ser projetadas para maximizar a exploração de densidade de fluxo de lacuna de ar não sinusoidal e harmônica de corrente de bobina. A princípio, todas as harmônicas de número inteiro de ordem baixa podem ser dispostas de modo a contribuir com a potência e torque médio, mas pode haver limites superiores práticos para as ordens de harmônica que podem ser exploradas dessa forma. Em algumas circunstâncias, ordens de harmônica particulares em correntes de bobina podem se mostrar contra produtivas ou pelo menos ter pouco benefício e a largura de pulso da forma de onda de corrente quase quadrada mostrada na Figura 9 pode ser ajustada de modo a ajustar beneficamente e otimizar os espectros de harmônica da corrente. Similarmente, o efeito de reação de armação mediante distribuição de fluxo de lacuna de ar e tensão de circuito aberto de bobina pode ser mais ou menos produtivo e o deslocamento de fase entre a tensão de circuito aberto de bobina e a corrente de bobina mostradas na Figura 9 pode ser ajustada de modo a ajustar beneficamente e otimizar a tensão de circuito aberto de bobina e/ou tensão de terminal de bobina para qualquer condição de carregamento particular. O processo de comutação natural será agora descrito com referência à Figura 7 para o caso em que os dispositivos eletrônicos de potência são diodos. Antes da comutação natural, os diodos S1 e S4 estão conduzindo e a corrente flui da esquerda para a direita na bobina. A saída de tensão de cc de ponte em H é igual à tensão de circuito aberto de bobina Vc. A comutação natural é iniciada quando a tensão de circuito aberto de bobina Vc inverte assim causando condição simultânea dos diodos S1, S2, S3 e S4. A corrente de bobina Ic reduz uma taxa estabelecida por Vc/Lc já que a bobina é efetivamente sofreu curto circuito pela condução simultânea dos diodos. A corrente nos diodos S2 e S3 (os dispositivos entrantes) aumenta na mesma taxa enquanto a corrente nos diodos S1 e S4 (os dispositivos de saída) reduz na mesma taxa até a corrente nos diodos S1 e S4 ser comutada por recuperação inversa de diodos S1 e S4 após uma inversão momentânea. As redes de auxílio de chaveamento ou amortecedores podem ser usadas para moderar os transientes de chaveamento de diodo. Após a comutação natural, os diodos S2 e S3 estão conduzindo e a corrente flui da direita para a esquerda na bobina. A saída de tensão de cc de ponte em H é igual à tensão de circuito aberto de bobina Vc. Da mesma forma que a localização física de fases eletricamente adjacentes não segue localizações de bobina fisicamente consecutivas, ao invés de seguir uma sequência retrógrada ou progressiva que é determinada pelo deslocamento de vernier, os eventos de comutação são síncronos com as tensões e bobina e, portanto, seguem a sequência de fase elétrica, isto é, as localizações de eventos de comutação consecutivos seguem a mesma sequência retrógrada ou progressiva. O processo de comutação natural pode ser também aplicado a uma configuração em que os dispositivos eletrônicos de potência são tiristores. A única diferença da aplicação de comutação natural em que os dispositivos eletrônicos de potência são diodos é que a iniciação da condução dos dispositivos entrantes e o início correspondente do processo de comutação dos dispositivos de saída podem ser atrasados de acordo com o processo de controle de fase descrito acima com o uso do controle de porta. Enquanto o atraso de fase no controle de porta é substancialmente menor que 90° de frequência fundamental, cada ponte em H opera como um retificador e a máquina opera como um gerador. Nos atrasos de fase maiores que 90°, cada ponte em H opera como um inversor e a máquina opera como um motor. As localizações físicas de eventos de comutação consecutivos seguem a sequência retrógrada e progressiva descrita acima e são adicionalmente submetidas a um deslocamento de fase físico de acordo com o princípio de controle de fase descrito acima - a faixa de deslocamento de fase físico teoricamente limitante ocupa um passo de polo para gerar deslocamento de fase elétrica de 180°. Cpnforme descrito anteriormente, a comutação natural inversa é submetida às limitações impostas por indução de comutação e é preferencial usar comutação de linha de cc e confinar a operação de motor a velocidades muito baixas Deve-se notar que uma máquina que emprega excitação de supercondutor com uma blindagem de rotor e um enrolamento de estator de tipo de lacuna de ar terá uma indução de comutação particularmente baixa e que será particularmente benéfico para comutação natural. O uso de tecnologia de tiristor naturalmente comutado é particularmente benéfico em termos de sua natureza simples e robusta e sua capacidade de controle e proteção. Deve-se perceber que tal sistema comutado naturalmente tem uma incapacidade de operar com tensão de terminal de bobina e corrente em um fator de potência principal. O processo de comutação forçado é agora descrito com referência à Figura 10 e em que os dispositivos eletrônicos de potência são dispositivos semicondutores controlados por porta representados como interruptores. Cada módulo de chaveamento também inclui uma rede de auxílio de chaveamento simplificada com uma função de recuperação de energia que poderia ser adequada para uma máquina elétrica que opera em um modo de geração. A corrente cc que flui no circuito de cc é definida como uma corrente de enlace de cc que não é substancialmente afetada pelo processo de comutação que ocorre em cada módulo de chaveamento e é representada como uma fonte de corrente ideal. O primeiro, o segundo e o quinto estados de chaveamento da Figura 8 são replicados na Figura 10 pelo interesse de clareza. A transição comutada por força entre o primeiro e o quinto estados de chaveamento e entre o quinto e o segundo estados de chaveamento é mostrada juntamente com um estado de recuperação de energia.

No primeiro estado de chaveamento, os dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3 são ligados e a corrente de enlace de cc é direcionada para fluir da direita para a esquerda através da bobina correspondente. Os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 estão no estado desligado.

Para iniciar a comutação forçada do primeiro estado de chaveamento para o quinto estado de chaveamento então o dispositivo eletrônico de potência S2 é desligado por controle de porta enquanto o dispositivo eletrônico de potência S4 é ligado por controle de porta. A ação de desligar o dispositivo eletrônico de potência S2 faz com que a corrente de enlace de cc desvie rapidamente através do circuito de recuperação de energia (ERC) que é definido: (i) para apresentar uma impedância em paralelo com o dispositivo eletrônico de potência S2 que é suficientemente lenta para evitar a tensão de recuperação transiente excessiva através do dispositivo S2, (ii) para apresentar uma tensão que está significantemente em excesso da tensão de bobina de circuito aberto Vc e, portanto, é suficiente para provocar a comutação de força da corrente de bobina Ic e (iii) para ter uma característica de recuperação inversa ou outra sequência de chaveamento que impede a reversão unintencional da corrente de bobina Ic. Na prática, o circuito de recuperação de energia pode compreender uma pluralidade de circuitos de fixação de tensão de tipo de capacitor de diodo que são definidos adequadamente para ter uma indutância de fuga baixa. Conforme a corrente de bobina Ic reduz, a corrente no circuito de recuperação de energia reduz de modo correspondente enquanto a corrente no dispositivo eletrônico de potência S4 aumenta de modo correspondente até a recuperação inversa do circuito de recuperação de energia interromper o processo e o quinto estado de chaveamento ser estabelecido. A corrente de saída na bobina e no circuito de recuperação de energia é representada em uma linha tracejada em negrito enquanto a corrente entrante no dispositivo eletrônico de potência S4 é representada como uma linha tracejada fina.

No quinto estado, a corrente de enlace de cc é direcionada para fluir através da ponte de H sem fluir na bobina com os dispositivos eletrônicos de potência S3 e S4 ligados e os dispositivos S1 e S2 desligados.

Para iniciar a comutação forçada do quinto estado de chaveamento para o segundo estado de chaveamento então o dispositivo eletrônico de potência S3 é desligado por controle de porta enquanto o dispositivo eletrônico de potência S1 é ligado por controle de porta. A ação de desligar o dispositivo eletrônico de potência S3 faz com que a corrente de enlace de cc desvie rapidamente através do circuito de recuperação de energia (ERC). Conforme a corrente de bobina Ic aumenta, a corrente no circuito de recuperação de energia diminui de modo correspondente enquanto a corrente no dispositivo eletrônico de potência S3 aumenta de modo correspondente até o segundo estado de chaveamento ser estabelecido. A corrente de saída no dispositivo eletrônico de potência S3 e no circuito de recuperação de energia é representada em uma linha tracejada em negrito enquanto a corrente entrante no dispositivo eletrônico de potência S1 é representada como uma linha tracejada fina. É similarmente possível comutar à força entre esses e outros estados em qualquer direção.

No segundo estado de chaveamento, os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 são ligados e a corrente de enlace de cc é direcionada para fluir da esquerda para a direita através da bobina correspondente. Os dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3 permanecem no estado desligado.

As localizações físicas de eventos de comutação forçada consecutivos seguem a sequência retrógrada ou progressiva deslocada em fase descrita acima.

Deve-se perceber que tal sistema comutado à força tem uma capacidade de operar com corrente e tensão de terminal de bobina em um fator de potência principal e para operar para a relação de quadratura benéfica descrita acima entre a tensão de circuito aberto de bobina e a corrente de bobina.

Após um evento de comutação à força ter sido concluído, o circuito de recuperação de energia pode conter carga em excesso, essa carga em excesso pode acumular após eventos de comutação à força sucessivos e alguns ou todos esses podem ser injetados no circuito de cc antes do evento de comutação adequado seguinte conforme mostrado na Figura 10. Esse estado de injeção pode ser sobreposto em qualquer um dentro o primeiro ou o segundo estados de chaveamento. Na prática, a injeção de carga em excesso pode ser atingida com o uso de um conversor de CC/CC operado de acordo com uma estratégia de modulação de largura de pulso (PWM) e pode ser derivada de um conversor direto conhecido. O conversor de CC/CC pode ser controlado para injetar essa carga em excesso de qualquer maneira conveniente e é preferencial injetar a corrente de acordo com uma estratégia de controle de corrente e tensão de laço fechado em que a corrente é regulada de modo a manter uma tensão de pico desejada dentro do circuito de recuperação de energia ou através de um capacitor de armazenamento de energia dentro do circuito de recuperação de energia enquanto minimiza a corrente de pico. A tensão de pico dentro do circuito de recuperação de energia tem um transporte direto mediante a tensão de pico que é sofrida pelos dispositivos eletrônicos de potência de saída durante deu processo de desligamento e também mediante a tensão forçada que define a taxa de mudança de corrente de bobina durante as comutações. É, portanto, benéfico que esse controle de laço fechado de tensão de circuito de recuperação de energia seja praticamente independente da tensão de bobina associada, sendo que o termo “praticamente independente” é usado nesse caso para identificar que: (i) a tensão de circuito de recuperação de energia não pode ser estabefecida em um nível que é menor que a tensão de circuito aberto de bobina de pico, (ii) a extensão prospectiva máxima pela qual a tensão de circuito de recuperação de energia pode ser aumentada além da tensão de circuito aberto de bobina de pico aumenta com a magnitude de corrente de bobina que é comutada e (iii) a tensão de circuito de recuperação de energia de pico pode na prática ser regulada em qualquer nível desejado entre esses dois limites.

Embora não preferencial, as pontes em H podem ser configuradas como conversores de fonte de tensão. O dispositivo e operação de tais pontes de H serão agora descritos com referência às Figuras 7, 8, 9 e 11. A implantação de conversor de fonte de tensão é mostrada esquematicamente na Figura 11 e tem uma topologia de ponte em H similar àquela previamente descrita em referência à Figura 7, mas os dispositivos eletrônicos de potência S1, S2, S3 e S4 são tipos de condução inversa assimétricos e são, cada um, representados como um interruptor ideal conectado em paralelo com um diodo de roda livre. Um capacitor de enlace de cc é conectado entre os terminais de cc do módulo de chaveamento e um circuito de recuperação de energia não é empregado, mas o efeito dos diodos de roda livre e o capacitor de enlace de cc realiza uma função equivalente próxima de definição da tensão de pico que é aplicada aos dispositivos de chaveamento de saída e fornecimento da tensão forçada que define a taxa de mudança da corrente de bobina durante as comutações. Diferente dos inversores de fonte de tensão convencionais, já que um número relativamente grande (tipicamente>40) de pontes em H tem capacitores de enlace de cc conectados em série, uma corrente de enlace de cc próxima do constante é imposta mediante o módulo de chaveamento e isso é representado esquematicamente como uma fonte de corrente ideal de magnitude ldc/2. O trajeto e polaridade dessa corrente é também identificado para o caso de motorização por uma linha pontilhada de cadeia com ponta em seta. A corrente de cc equivalente para o caso de geração não é mostrada, mas poderia ser na direção oposta, isto é, conforme mostrado na Figura 7. Outros trajetos de corrente são identificados por linhas pontilhadas com seta na ponta em negrito e finas. É preferencial que a frequência de chaveamento de dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 seja igual à frequência fundamental de estator quando esses são dispositivos comutados à força ou dispositivos comutador por porta e a seguinte descrição apresentada é em geral em concordância com essa preferência, apenas uma descrição breve da opção para empregar operação de modulação de largura de pulso (PWM) de dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 é incluída. As implicações de proteção, controle e comutação do uso de um conversor de fonte de tensão são significantes e são agora apresentadas. A polaridade dos diodos de roda livre foi disposta para corresponder ao fluxo de corrente nos dispositivos da Figura 7 e quando no modo de geração esses diodos podem ser operados no mesmo modo retificador comutado naturalmente conforme previamente descrito no contexto de um conversor de fonte de corrente, o mesmo sendo também um requisito para suprimir por pulso os dispositivos de chaveamento controlado por porta de modo que permaneçam no estado desligado. O efeito do capacitor de enlace de cc depende de sua capacidade, com capacitâncias grandes que causam um aumento na razão de corrente de bobina de pico/rms. Quando assim configurados, os módulos de chaveamento não têm a capacidade de regular a forma de onda de corrente de bobina de estator ou corrente de saída de cc de geração de operação normal ou torque e corrente de falha de curto circuito de cc de gerador.

Diferente da tensão de enlace de cc para um conversor de fonte de corrente que inverte a polaridade durante a transição do modo de geração para funcionamento e vice versa enquanto a corrente de enlace de cc permanece unipolar, no caso do conversor de fonte de tensão, a polaridade de corrente de enlace de cc durante a transição de modo de geração para funcionamento e versa enquanto a tensão de enlace de cc permanece unipolar. A fim de tornar essa diferenciação clara, a Figura 11 mostra a corrente de enlace de cc na polaridade que se aplica durante o funcionamento. Durante o funcionamento, cada ponte em H opera em um modo invertido. A topologia de ponte em H de inversor de fonte de tensão tem dois estados de chaveamento próximos ao equivalente para aqueles representados na Figura 8 e, dessa forma, são também identificados na Figura 11 como um primeiro estado de chaveamento e um segundo estado de chaveamento. Nesses estados, pares diagonais de dispositivos são ligados por controle de porta enquanto pares diagonais opostos são desligados por controle de porta. No primeiro estado de chaveamento, os dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3 estão no estado ligado e a corrente flui da esquerda para a direita na bobina enquanto o terminal do lado esquerdo da bobina tem uma tensão que é positiva em relação àquela de seu terminal do lado direito, sendo que essa tensão é imposta pela tensão através do capacitor de enlace de cc. A comutação à força do primeiro estado de chaveamento para o segundo estado de chaveamento é representada como estado 1-2 e é iniciada por desligamento dos dispositivos eletrônicos de potência S2 e S3, assim causando um desvio rápido da corrente no estado diagonal oposto em que os diodos de roda livre que estão em paralelo aos dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 conduzem e para a tensão de terminal de bobina ser invertida. Após um assim chamado “tempo morto” que é predeterminado para eliminar o risco de condução simultânea de dispositivos de topo e fundo em uma assim chamada “perna de fase”, por exemplo, os dispositivos S1 e S2 da perna de fase do lado esquerdo não devem estar em geral no estado ligado simultaneamente, os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S4 são ligados quando os diodos de roda livre que estão em paralelo com os dispositivos S1 e S4 continuam a conduzir. A tensão através do capacitor de enlace de cc e variação de tensão de circuito aberto de bobina com o tempo, em combinação com a indutância de comutação, eventualmente se torna suficiente para fazer a corrente de bobina ser invertida. O segundo estado de chaveamento é estabelecido no ponto no tempo em que a corrente de bobina é invertida. As corrente que fluem nos dispositivos eletrônicos de potência S1 ...S4 fazem com que a corrente flua no capacitor de enlace de cc em uma primeiro polaridade enquanto as corrente que fluem nos diodos de roda livre que estão em paralelo com os dispositivos S1...S4 fazem com que a corrente flua no capacitor de enlace de cc na polaridade oposta. Assim, uma corrente de ondulação de ca flui no capacitor de enlace de cc e mediante a mesma é sobreposta a corrente de enlace de cc próxima a constante definida acima. Nesse modo de inversão de tensão de operação, as pontes em H têm uma capacidade limitada para controlar o fator de potência de bobina, mas têm capacidade mínima para regular a forma de onda de corrente de bobina de uma maneira que permite que a relação de quadratura preferencial entre corrente de bobina e a tensão de circuito aberto de bobina seja alcançada ao mesmo tempo que a sincronização preferencial de tensões e corrente de harmônica de número inteiro de ordem baixa. O conversor de fonte de tensão opera inerentemente com uma tensão de pico através do capacitor de enlace de cc que é aproximadamente igual à tensão de circuito aberto de bobina de pico. Conforme a capacidade do capacitor de enlace de cc é aumentada, a ondulação de tensão de enlace de cc enquanto a razão de corrente de bobina de pico/rms aumenta. Conforme a capacidade do capacitor de enlace de cc é reduzida, a ondulação de tensão de enlace de cc aumenta enquanto a razão de corrente de bobina de pico/rms reduz e a taxa de mudança de corrente durante as comutações se torna mal definida. A descrição anterior de operação de conversor de fonte de tensão com a frequência de dispositivo eletrônico de potência chaveamento restrita para ser a mesma que a frequência fundamental de estator identificou fatores limitantes de desempenho que estão relacionados a uma incapacidade de controlar a forma de onda de corrente de bobina da maneira preferencial e é uma possibilidade técnica tratar esses fatores com o uso de controle de PWM de cada módulo de chaveamento. Enquanto a operação de PWM torna possível atingir um grau aumentado de independência entre o controle de forma de onda de corrente de bobina, tensão de circuito aberto de bobina e tensão de enlace de cc, isso poderia ser atingido às custas de frequência de chaveamento aumentada, perdas de potência de chaveamento aumentadas e complexidade aumentada. O conversor de fonte de tensão tem estados de chaveamento próximos a equivalente para o quarto e o quinto estados de chaveamento da Figura 8 e cada estado tem duas formas de acordo com a polaridade de tensão de circuito aberto de bobina. Dessa forma, a primeira forma do quinto estado de chaveamento é representada e é identificada como estado 5a. Nesse estado, os dispositivos eletrônicos de potência S3 e S4 são simultaneamente selecionados para estarem no estado ligado e o efeito a curto prazo isso é causar uma descarga de tipo de corrente de surto do capacitor de enlace de cc que faz com que os dispositivos S3 e S4 sofram uma sobrecarga térmica potencialmente danosa e de curto prazo. É possível projetar esses dispositivos de modo que os mesmos mantenham uma capacidade de transmitir corrente após a corrente de surto descrita acima e um primeiro efeito de longo prazo potencialmente benéfico disso é fornecer um trajeto para a corrente de enlace de cc que poderia ser usado a fim de permitir que a corrente de enlace de cc contorne um módulo de chaveamento defeituoso. Um efeito de longo prazo desvantajoso disso é fornecer um trajeto de corrente em que a bobina associada sofre curto circuito pelo trajeto conectado em série que compreende o diodo de roda livre que está em paralelo com os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S3. A primeira forma do quinto estado de chaveamento é eficaz durante a metade do ciclo de tensão de circuito aberto de bobina quando o terminal do lado direito da bobina está em uma tensão positiva em relação àquela do terminal do lado esquerdo. Uma segunda forma correspondente do quinto estado de chaveamento (isto é, estado 5b, não mostrado) é eficaz durante ao outra metade de ciclo de tensão de circuito aberto de bobina quando a bobina associada sofre curto circuito pelo trajeto conectado em série que compreende o dispositivo eletrônico de potência S4 e o diodo de roda livre que está em paralelo com os dispositivos eletrônicos de potência S2. As formas correspondentes do quarto estado de chaveamentos são eficazes nas metades de ciclo correspondentes de tensão de circuito aberto de bobina quando os dispositivos eletrônicos de potência S1 e S2 conduzem simultaneamente. Uma fusão ou outro meio de interrupção de circuito deve ser conectada em série com cada bobina se o benefício potencial do quarto ou quinto estados de chaveamento devem ser explorados a fim de fornecer degradação gradual de desempenho após falhas de módulo de chaveamento. A Figura 12 mostra como os módulos de chaveamento 2 podem ser montados na máquina elétrica. A máquina elétrica tem bobinas de camada única 4 conforme mostrado esquematicamente na Figura 4 que estão localizadas em fendas de estator fornecidas no conjunto de estator 6. Mas será facilmente percebido que as máquinas elétricas que têm enrolamentos de camada dupla ou dentadas poderíam empregar uma disposição geral similar, as saliências de enrolamento de bobina de extremidade que têm suas respectivas formas.

Um rotor 8 é montado em um eixo de rotor 10. Um arranjo espaçado de modo circunferencial de imãs permanentes 12 é montado em uma superfície radialmente externa do rotor 8 e é espaçado afastado do estator por uma lacuna de ar. O isolamento de parede principal 14 cerca a região em fenda dos lados de bobina e se estende no espaço de ar além das extremidades axiais do pacote de núcleo de estator 16. As extremidades das bobinas são formadas para permitir um vão entre saliências de enrolamento final 18. Como a região do isolamento de parede principal 14 é exposta a estresse de tensão radial que é dominado por um componente de tensão de cc em que sua distribuição de campo elétrico é governada pela resistividade do material de isolamento. Sua capacidade de suportar uma resistência de campo elétrico de média alta pode ser intensificada por incorporação de um material de carga nanoparticulado distribuído de modo uniforme de modo que o material de isolamento compósito tenha uma relação não linear entre tensão e corrente defeituosa ou que torna o volume do isolamento graduado por estresse em relação ao estresse de tensão de cc dominante. É preferencial que o material de isolamento compósito tenha uma característica de resistividade substancialmente isotrópica e o isolamento de parede principal 14 seja estendido além das extremidades de fenda de modo que forneça graduação de estresse de tensão axial na superfície da saliência de enrolamento final 18 conforme deixa a região em fenda. Graduação de estresse axial suficiente é necessária a fim de superar o risco de disrupção ou rastreamento de tensão superficial e pode ser fornecida inteiramente pelas extensões de extremidade do material compósito de isolamento de parede principal ou pela aplicação de revestimento ou fita de graduação de estresse dedicado sobre a superfície das extensões de extremidade do material compósito de isolamento de parede principal. O material compósito de isolamento pode compreende uma resina epóxi e uma distribuição de nanopartículas de carboneto de silício. A distribuição de tamanho de partícula da carga será preferencialmente tal de modo que garanta o contato entre as asperezas de partículas de modo substancialmente uniforme por todo o volume do isolamento.

Um benefício da presente invenção pelas máquinas elétricas convencionais cujos sistemas de isolamento sofrem perdas de ca significantes e descarga parcial é que o mecanismo de graduação de estresse descrito acima, sendo definido em termos da dominância de estresse de tensão de cc por estresse de tensão de ca e tendo a resistividade de sistema de isolamento definida, sofre dissipação ou descarga mínima em resposta aos estresses de tensão de ca. Dessa forma, o mecanismo de graduação de estresse aumenta beneficamente a estabilidade de sistema de isolamento e expectativa de vida. Um benefício adicional da presente invenção sobre máquinas elétricas convencionais cujas bobinas são interconectadas em série no domínio de ca, em que essas interconexões em série se estendem potencialmente sobre muitos passos de polo e em que os sistemas de isolamento entre bobinas, portanto sofre estresses de tensão de ca significantes, perdas e descarga parcial, é que a tensão entre bobinas é mínima e consequentemente o isolamento entre bobinas sofre um estresse de tensão baixo. Dessa forma, a presente invenção poderia vantajosamente permitir que as bobinas sejam enroladas e pré-formadas com isolamento de filamento mínimo e então os componentes de isolamento de parede principal livres de descarga poderíam ser montados ao redor das regiões em fenda dos lados de bobina com o uso de processo livres de vão e finalmente as bobinas pré-formadas e pré-isoladas poderíam ser inseridas nas fendas do estator. O estator 6 da máquina elétrica pode ser resfriado por dutos de passagem de fluxo de ar radial (não mostrados) que são formados por fornecimento de espaços entre superfícies de laminação no pacote de núcleo de estator em intervalos ao longo se seu comprimento axial. O fluxo através desses dutos pode ser radialmente para dentro ou radialmente para fora e pode ser forçado por hélices acionadas por eixo e hélices elétricas, por exemplo. O fluxo de ar pode ser em um circuito fechado toroidal duplo ou único que compreende o espaço entre o alojamento de estator 20 e o exterior do ferro posterior de estator, as saliências de enrolamento final 18 e a lacuna de ar entre o rotor 8 e estator 6. Em uma máquina elétrica que tem uma área de superfície externa relativamente grande em relação a sua saída de potência, o calor pode ser dissipado à temperatura ambiente por essa área de superfície, mas pode ser, em qualquer caso, suplementada pela adição de um trocador de calor adequado que pode ser aumento simples da área de superfície externa do estator ou uma adaptação para incluir superfícies interna ou externas que estão em contato com um fluido de troca de calor adequado e um trocador de calor remoto. As blindagens de extremidade de estator e/ou defletores adequados podem direcionar o fluxo de ar através da região de saliência de enrolamento final nas extremidades axiais do estator. Em alguns casos, o estator pode ser suficientemente bem resfriado sem recorrer aos circuitos aéreos mencionados acima, isto é, pode ser resfriado por condução através do conjunto de estator para a superfície externa do conjunto de estator ou para um trocador de calor.

Os módulos de chaveamento 2 estão localizados em proximidade às saliências de enrolamento final 18 de modo que haja uma conexão curta entre os terminais de ca 22 de cada módulo de chaveamento e as extremidades de bobina correspondentes. Os módulos de chaveamento 2 são operados substancialmente na mesma tensão que as bobinas e devem ser portanto isolados da estrutura do estator 20. Isolamento mínimo é necessário entre cada módulo de chaveamento 2 e sua bobina correspondente 4.

No caso em que a máquina elétrica usa um circuito aéreo interno, os módulos de chaveamento podem ser também resfriados por ar e o benefício do fluxo de ar radial que é usado para resfriar as saliências de enrolamento final. Em qualquer caso, os dispositivos eletrônicos de potência são conectados de modo elétrico e térmico às bobinas 4 por derivações de bobina curta 24 e então os dispositivos que podem operar em temperaturas que se aproximam da temperatura de extremidade da bobina (tipicamente <150°C) serão preferenciais. Devem ser incluídos os dispositivos eletrônicos de potência que empregam materiais de lacuna de banda tais como carboneto de silício. Em alguns casos, os módulos de chaveamento podem ser dispostos para permitir que os dispositivos eletrônicos de potência sejam resfriados pelos enrolamentos finais de bobina e os módulos de chaveamento podem ser presos às superfícies de saliência de enrolamento final com o uso de um isolamento eletricamente adequados, mas interface termicamente condutora. Outros componentes dentro dos módulos de chaveamento são menos bem conectados termicamente às extremidades de bobina e podem ser classificados em concordância com a temperatura de ar de resfriamento.

Com referência à Figura 13, os módulos de chaveamento 2 são tipicamente autônomos o máximo possível a fim de simplificar a fonte de alimentação auxiliar e controlar as interfaces e maximizar a confiabilidade. Os sinais de acionamento de porta g1...g4 para os dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 que definem a ponte em H podem ser fornecidos a partir de um controlador associado 26. A tensão nos terminais do capacitor de armazenamento de energia do circuito de recuperação de energia (ou no capacitor de enlace de cc de um módulo de chaveamento de tipo de conversor de fonte de tensão) é fornecida como um sinal de sincronização e uma tensão de fonte de alimentação ao controlador 26. Tal tensão é igual, ou maior que, ao pico retificado da tensão de terminal de bobina.

Mais particularmente, cada controlador 26 recebe o sinal de sincronização e tensão de fonte de alimentação ERC±m do circuito de recuperação de energia correspondente, a tensão de terminal de bobina respectivo 28, um sinal de referência comum 30 (que pode ser transmitido de modo sem fio), um sinal de sincronização 32 de um primeiro módulo de chaveamento adjacente e uma sincronização de um segundo módulo de chaveamento adjacente 34. Cada controlador pode também receber opcionalmente uma entrada de fonte de alimentação auxiliar, por exemplo, de um transformador de pulso local 36 com sistema de isolamento apropriado. O controlador 26 fornece sinais de porta g1...g4 aos dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 e opcionalmente a quaisquer dispositivos eletrônicos de potência no circuito de recuperação de energia.

As fontes de alimentação internas dentro de cada controlador 26 são derivadas por uma fonte de alimentação de modo chaveado (não mostrada) que recebe a tensão de fonte de alimentação do circuito de recuperação de energia (ou do capacitor de enlace de cc de um módulo de chaveamento de tipo de conversor de fonte de tensão). Enquanto a máquina elétrica está girando em pelo menos 10% de velocidade nominal, os requisitos de fonte de alimentação de cada controlador 26 são tipicamente satisfeitos e é possível que uma máquina elétrica seja iniciada de volta fornecendo ao sistema de controlo permissões para isso. Sob circunstâncias de operação normal, os controladores 26 não precisam de qualquer outra forma de entrada de fonte de alimentação. Sob outras circunstâncias de operação, por exemplo, se um gerador de ímã permanente for necessário para funcionamento em uma velocidade muito baixa, os controladores recebe potência da entrada de fonte de alimentação auxiliar.

Um conjunto de dados de referência transmitidos como parte do sinal de referência comum 30 inclui pelo menos uma referência de deslocamento de fase e uma referência de largura de pulso. O mesmo pode também incluir uma referência de velocidade, direção e pulsos de sincronização para propósitos de controle de funcionamento. Cada controlador 26 sincroniza à tensão de terminal de bobina correspondente 28 e determina a direção de giro por comparação dos sinais de sincronização 32, 34 fornecidos pelo primeiro e o segundo módulos de chaveamento adjacentes. A razão entre frequência/tensão de terminal de bobina será substancialmente constante sobre a velocidade de funcionamento pretendida (por exemplo, para a primeira e a segunda máquinas elétricas descritas acima essa pode ser 0,2 pu a 1,1 pu de velocidade nominal) e a sincronização em relação à tensão de terminal de bobina pode empregar beneficamente uma função de integrador de hardware cuja saída tem um a saída de tensão de ca pico a pico substancialmente constante. A função de sincronização gera um sinal de referência de fase a partir do qual a temporização de eventos de chaveamento individuais no módulo de chaveamento 2 é determinada. No caso de um controlador que é adaptado aos requisitos de um conversor de fonte de corrente, a referência de largura de pulso padrão pode ser aquela que faz com que uma forma de onda de corrente trapezoidal simétrica seja extraída dos terminais de bobina por fornecimento de sinais de acionamento de porta que correspondem ao primeiro e ao segundo estados de chaveamento representados acima para durações de meio ciclo iguais, menos a duração do processo de comutação. Outras condições de referência de largura de pulso fazem com que uma forma de onda de corrente quase quadrada simétrica seja extraída dos terminais de bobina conforme previamente descrito. Há pouca oportunidade de controlar a forma de onda de corrente de bobina no caso de um conversor de fonte de tensão. Os respectivos deslocamentos de fase entre os sinais de acionamento de porta g1...g4 para os dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 e a tensão de terminal de bobina são gerados em resposta a uma entrada de referência de deslocamento de fase comum. Conforme previamente descrito, as tensões de terminal de bobina não são as mesmas que as tensões de circuito aberto de bobina e isso pode se dever ao fato de que as tensões de circuito aberto de bobina são estão acessíveis - dessa forma, a referência de deslocamento de fase comum deve incluir um termo estimado como compensação para a queda de tensão reativa dentro das bobinas. Essa compensação é fornecida por um controlador geral (não mostrado, mas com o qual o controlador 26 pode ser opcionalmente combinado ou integrado) que pode incluir sensores para a corrente e a tensão no primeiro e no segundo terminais de carregamento de cc do conjunto de chaveamento eletrônico de potência e tem dados de indutância de comutação.

Apesar de um gerador de ímã permanente ou aplicação de gerador excitado separadamente não ser necessariamente dependente da capacidade do sistema de controle de sincronizar a tensão de bobina em todos os tempos devido ao fato de que uma fonte de energia renovável (por exemplo, conjunto de turbina eólica) ou máquina térmica (por exemplo, um mecanismo motor a diesel ou turbina) pode ser usada para girar o eixo de rotor de imobilização e até uma velocidade mínima em que as tensões de bobina são suficientes para permitir que o sistema de controle seja eficaz, uma aplicação de funcionamento é inerentemente dependente da funcionalidade de controle para girar o eixo de rotor a partir da imobilização. As funções de controle descritas acima definem eficazmente um sistema de controle sem codificador que é eficaz em velocidades maiores que cerca de 0,1 pu, sendo que essa limitação é estabelecida pela sincronização dos eventos de ignição de dispositivos eletrônicos de potência para um sinal de referência de fase que é derivado de tensão de estator integrado. Em velocidades abaixo de cerca de 0,1 pu, as tensões de bobina não são suficiente para permitir que o sistema de controle seja eficaz e haja um requisito para os eventos de ignição eletrônica de potência serem sincronizados com posição absoluta de eixo. Qualquer forma conveniente de codificador de posição absoluta de eixo pode ser empregada e seus dados de saída podem ser fornecidos a um controlador geral (não mostrado). Os dados de saída podem ser, portanto, incorporados dentro do conjunto de dados de referência que são transmitidos como parte do sinal de referência comum 30 que é transmitido a todos os controladores 26. Na maioria das aplicações de funcionamento comuns, o controlador 26 para cada módulo de chaveamento 2 incluirá uma função que permite que os eventos de ignição para os dispositivos eletrônicos de potência S1...S4 que definem a ponta em H sejam sincronizados a um sinal de referência de fase que é derivado da soma da posição absoluta de eixo e um desvio de posição predefinido de acordo com a localização do módulo de chaveamento dentro do conjunto de estator quando a tensão de estator é insuficiente para permitir que o sistema de controle seja eficaz. O controlador geral é responsável por controlar como a potência é entregue em um carregamento quando a máquina está gerando e como a potência é fornecida à máquina durante o funcionamento e isso é atingido pelo estabelecimento do conjunto de dados de referência em concordância com as referências de controlador geral e entradas de retroalimentação que podem ser conhecidas pela pessoa versada e não precisam ser adicionalmente descritas.

Reivindicações

Claims (15)

1. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, que compreende: um rotor (8) que tem polos de campo de rotação Np; uma armação (6) que tem fendas de enrolamento Ns, em que Ns/Np é uma razão de número não inteiro; um enrolamento de armação que tem uma pluralidade de bobinas (4) recebidas nas fendas de enrolamento, em que o enrolamento de armação define uma pluralidade de fases de armação; e um conjunto de chaveamento eletrônico de potência que inclui: um primeiro terminal de carregamento de cc (CC+); um segundo terminal de carregamento de cc (CC-); e uma pluralidade de módulos de chaveamento (2), em que cada módulo de chaveamento tem dois terminais de ca e dois terminais de cc e inclui dispositivos eletrônicos de potência (S1 a S4); em que cada bobina (4) é conectada aos terminais de ca de um respectivo módulo de chaveamento (2); caracterizada pelo fato de que uma primeira proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de cc conectados em série entre o primeiro e o segundo terminais de carregamento de cc (CC+, CC-) e uma segunda proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de cc conectados em série entre o primeiro e o segundo terminais de carregamento de cc (CC+, CC-) para definir dois circuitos de cc paralelos.

2. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com a reivindicação 1, em que Ns/Np é expresso como η±δ, em que n é um número inteiro e δ é um deslocamento de vernier não inteiro.

3. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com a reivindicação 2, em que os polos de campo são igualmente distribuídos ao redor da circunferência do rotor (8) e o deslocamento de vernier é consistente ao redor da armação (6).

4. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, que tem uma sequência de fase de armação em que as bobinas de armação fisicamente remotas (4) são adjacentes na sequência de fase de armação.

5. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com a reivindicação 4, em que a direção de giro da sequência de fase de armação é a mesma que, ou oposta a, a direção de giro do rotor (8).

6. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que cada fase de armação é definida por duas ou mais bobinas de armação (4) e em que os módulos de chaveamento (2) para cada bobina de armação em uma fase de armação particular são controlados de modo que seus eventos de chaveamento ocorram de modo substancialmente simultâneo.

7. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com a reivindicação 6, em que as bobinas de armação (4) em uma fase de armação particular são espaçadas de modo circunferencial de forma substancialmente igual ao redor da armação (8).

8. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que as bobinas do enrolamento de armação definem: as fases de armação (i) Ns/2, (ii) Ns/4 ou (iii) Ns.

9. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que as bobinas do enrolamento de armação são: (i) bobinas de camada dupla, (ii) bobinas de camada única ou (iii) bobinas dentadas.

10. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que a armação (8) inclui um dado circunferencial e a magnitude e polaridades das tensões que são desenvolvidas nos circuitos de cc paralelos nos lados opostos do dado são substancialmente equilibradas.

11. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que uma terceira proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de cc conectados em série entre o primeiro e o segundo terminais de cc (CC+, CC-) e uma quarta proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de cc conectados em série entre o primeiro e o segundo terminais de cc (CC+, CC-) para definir dois circuitos de cc paralelos adicionais.

12. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que a conjunto de chaveamento eletrônico de potência inclui um terceiro terminal de cc (CC2+) e um quarto terminal de cc (CC2-) e em que uma terceira proporção dos módulos de chaveamento tem seus terminais de cc conectados em série entre o terceiro e o quarto terminais de cc (CC2+, CC2-) e uma quarta proporção dos módulos de chaveamento tem seis terminais de cc conectados em série entre o terceiro e o quarto terminais de cc (CC2+, CC2-) para definir dois circuitos de cc paralelos.

13. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que cada módulo de chaveamento (2) inclui uma ponte em H com terminais de ca conectados aos terminais de ca de uma bobina de armação correspondente (4) e terminais de cc.

14. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com a reivindicação 13, em que cada módulo de chaveamento (2) inclui um circuito de recuperação de energia conectado aos terminais de ca e cc da ponte em H correspondente.

15. MÁQUINA ELÉTRICA DE CC, de acordo com qualquer reivindicação anterior, em que cada módulo de chaveamento (2) é controlado por um sistema de controle (26).