A desmagnetização térmica é o modo de falha magnética mais comum que ninguém planeja
A maior parte da análise térmica do motor concentra-se no enrolamento. A perda de cobre é calculada, uma rede de resistência térmica é construída e o projeto é declarado seguro se a temperatura do enrolamento permanecer abaixo do limite da classe de isolamento. A temperatura do ímã é anotada como uma saída secundária do mesmo modelo - normalmente 10 a 20 graus abaixo do enrolamento - e verificada em relação à temperatura operacional máxima na folha de dados. Se estiver abaixo do limite da folha de dados, a análise será interrompida.
Essa abordagem perde duas coisas. Primeiro, a temperatura operacional máxima do ímã na folha de dados não é um limite de segurança de desmagnetização - é a temperatura além da qual as propriedades do ímã se degradam permanentemente, mesmo sem um campo externo. Em segundo lugar, mesmo abaixo dessa temperatura, a combinação de temperatura elevada e campo de reação da armadura durante eventos de pico de torque cria um risco de desmagnetização que não pode ser avaliado apenas a partir de uma temperatura em estado estacionário. Este artigo cobre a metodologia de cálculo real.
1. Por que os ímãs de motor ficam mais quentes do que a maioria dos designers espera
Em um motor PM montado em superfície, os ímãs são ligados ao rotor e separados do cobre do enrolamento pelo entreferro, pelo revestimento da ranhura, pelo dente de ferro e pela carcaça. À primeira vista, parecem bem isolados da fonte primária de calor. Na prática, o rotor aquece a partir de duas fontes: perdas por correntes parasitas nos próprios ímãs (significativas em ímãs segmentados com altos harmônicos de slot) e calor conduzido do estator por meio de radiação e convecção através do entreferro.
As perdas por correntes parasitas em ímãs NdFeB sólidos são escalonadas com o quadrado da amplitude harmônica da densidade de fluxo e com o quadrado da frequência. Em um motor de 6 pólos operando a 3.000 RPM com um enrolamento concentrado (alto conteúdo de harmônicos), as perdas por correntes parasitas nos ímãs podem atingir 15–30% da perda total do rotor. Esta não é uma correção menor. Em um motor de 500 W, 10 W de perda de corrente parasita do ímã com uma resistência térmica de 3 graus / W entre o ímã e o ambiente produzem 30 graus de aumento adicional da temperatura do ímã acima do ferro do rotor. Combinadas com o calor conduzido do estator, as temperaturas dos ímãs em motores de enrolamento concentrado continuamente carregados excedem regularmente as temperaturas dos enrolamentos em 5 a 15 graus, em vez de ficarem abaixo delas.
O caminho térmico é importante. Em um motor de fluxo axial com configuração de rotor duplo, os ímãs estão nas superfícies externas dos discos do rotor - eles têm excelente resfriamento convectivo na maioria das geometrias e funcionam mais frios que o estator. Em um motor de fluxo radial de ranhura profunda com uma pilha longa e resfriamento de giro final limitado, o gradiente de temperatura do ímã ao longo do comprimento axial pode atingir 20 graus da extremidade ao centro. O ponto mais quente no ímã não é visível para os sensores térmicos embutidos no estator e é o ponto mais quente que determina a margem de desmagnetização.
2. O cálculo correto de segurança de desmagnetização
A margem de segurança de desmagnetização tem dois componentes: a margem térmica (distância da temperatura operacional até a temperatura na qual o joelho cruza o campo operacional) e a margem de campo (distância do campo de desmagnetização da reação da armadura até o joelho na temperatura operacional). Ambos devem ser calculados.
Comece com a análise da linha de carga a partir da geometria do circuito magnético (abordada no artigo anterior desta série). Isto dá o ponto de operação (Bop, Hop) na ausência de reação da armadura. Para um motor de fluxo radial bem projetado com PC=6, Hop é aproximadamente −Br/PC ≈ −0,22 T / μ₀ ≈ −175 kA/m. Este é o ponto de operação sem carga, à temperatura ambiente.
Adicione o campo de reação da armadura. Na corrente de pico (normalmente 3 × contínua em um servo acionamento), o campo de desmagnetização na superfície do ímã é Id × Ld / (μ₀ × Am × Lm), onde Id é o componente da corrente do eixo d e Ld é a indutância do eixo d. Para um servo motor típico com pico de 10A e Ld=2mH, o campo de reação da armadura na superfície do ímã pode atingir 200–400 kA/m dependendo da geometria do motor. O campo de desmagnetização total é a soma: −175 + (−300)=−475 kA/m neste exemplo.
Agora verifique a posição do joelho na temperatura operacional do ímã. Para N45 (Hcj=1380 kA/m a 20 graus, coeficiente de temperatura −0,55%/grau), a 120 graus o Hcj cai para aproximadamente 1380 × (1 − 0,55% × 100)=621 kA/m. O joelho da curva de desmagnetização para N45 em 120 graus ocorre em aproximadamente 0,5 × Hcj=310 kA/m na direção de desmagnetização. O campo total −475 kA/m excede o campo do joelho −310 kA/m. Este projeto sofrerá desmagnetização parcial irreversível durante eventos de pico de torque na temperatura operacional. O cálculo mostra o modo de falha antes que ele apareça no teste.
A correção nem sempre é uma atualização de nota. Neste exemplo, as opções são: (1) atualização para N45H (Hcj ≈ 2.000 kA/m a 20 graus, joelho a 120 graus ≈ 650 kA/m - seguro); (2) aumentar o PC reduzindo o entreferro, o que aproxima Hop de 0 e reduz a sensibilidade à reação da armadura; (3) reduzir a corrente de pico através da limitação de corrente no inversor; ou (4) aceitar o perfil operacional e usar um ímã de qualidade inferior com melhor coeficiente de temperatura reversível. As opções 2 a 4 não requerem ímãs mais caros. A opção 1 é a mais fácil de especificar, mas nem sempre a mais barata.
3. Estimativa da temperatura do ímã sem FEA
Nos estágios iniciais do projeto, o FEA térmico completo nem sempre está disponível. Uma rede térmica simplificada de parâmetros concentrados fornece precisão adequada para decisões iniciais.
Para um motor de fluxo radial, modele o caminho da resistência térmica do ímã ao ambiente como três elementos em série: resistência térmica do ímã ao ferro do rotor (R1=Lm / (km × Am), normalmente 0,3–0,8 graus /W dependendo da espessura e condutividade da camada adesiva); rotor-ferro-eixo (R2, depende da geometria do rotor, normalmente 0,5–2 graus /W para um rotor de aço sólido); e eixo-ambiente através do caminho do rolamento e da caixa (R3, normalmente 1–5 graus /W dependendo do método de resfriamento). Para a contribuição da condução de calor do estator, adicione a resistência térmica do entreferro (R_gap ≈ Lg / (k_air × Ag) + correção para convecção, normalmente 0,1–0,5 graus /W para um intervalo de 0,5 mm).
Com uma rede simplificada, o aumento da temperatura do ímã acima da temperatura ambiente é aproximadamente:
ΔT_ímã=P_eddy × (R1 + R2 + R3) + P_estator × (R_gap + R2 + R3) / (R_estator_total)
Para um servo motor sem escova de 1kW com: P_eddy=5W, R1=0.5 grau /W, R2=1 grau /W, R3=3 grau /W; P_estator=80W, R_stator_to_ambient=0.8 grau /W, R_gap=0.3 grau /W. O aumento da temperatura do ímã acima da temperatura ambiente é de aproximadamente 5 × 4.5 + 80 × 4,3/0,8 ≈ 22.5 + 430=incorreto - o termo P_stator não funciona dessa maneira porque o calor do estator flui principalmente através da carcaça, e não através da abertura para o ímã.
A abordagem simplificada corrigida: o aumento da temperatura do ímã devido ao calor do estator é aproximadamente P_estator × (R_gap / R_stator_total) × R_gap, limitado à temperatura do enrolamento do estator menos uma queda térmica de folga fixa. Para a maioria dos projetos de motores com resfriamento forçado, a temperatura do ímã é a temperatura do estator menos 10–25 graus devido ao isolamento do entreferro. Para projetos resfriados passivamente, o isolamento da lacuna é menos eficaz e a diferença diminui para 5–10 graus. Se o enrolamento do estator estiver em 155 graus (limite de Classe F), o ímã estará em 130–145 graus - o que coloca o N45 na zona de perigo calculada acima. É por isso que os motores isolados Classe F com ímãs N45 são um problema de confiabilidade que espera acontecer em aplicações de corrente de pico alto.
4. Lógica de seleção de grau com base na temperatura máxima do ímã
Com a temperatura máxima do ímã estimada, a seleção do grau torna-se uma decisão direta de engenharia, em vez de uma consulta na tabela.
Abaixo de 80 graus de temperatura máxima do ímã: graus padrão (N35–N52) são apropriados. A margem Hcj até o joelho em 80 graus é adequada para a maioria das aplicações motoras com correntes de pico abaixo de 3× contínuas.
Temperatura de pico do ímã de 80–120 graus: graus H (N35H–N52H) são a base para qualquer coisa com corrente de pico acima de 2× contínua ou enrolamentos concentrados (alto conteúdo harmônico). Para enrolamentos distribuídos com corrente de pico abaixo de 2× contínua, classes padrão com margens de linha de carga verificadas são aceitáveis.
Temperatura de pico do ímã de 120–150 graus: graus SH (N35SH–N48SH) são necessários para aplicações de corrente de pico alto. Hcj para N42SH é de aproximadamente 2.400 kA/m a 20 graus, proporcionando a posição do joelho a 150 graus de aproximadamente 550 kA/m - o dobro do grau padrão N42 na mesma temperatura. Para enrolamentos distribuídos com limites conservadores de corrente de pico, os graus H ainda podem ser suficientes no limite inferior desta faixa.
Acima de 150 graus de temperatura máxima do ímã: graus EH ou AH (N35EH – N38EH) para NdFeB ou transição para SmCo grau 26–28. Os graus NdFeB EH fornecem Hcj acima de 3.000 kA/m a 20 graus, mas Br é limitado à faixa de 1,08–1,18 T. Para aplicações onde a densidade de torque é mais importante do que a resistência térmica (acionamentos de compressores de alta velocidade, acionamentos de motores aeroespaciais), o SmCo com temperatura de pico de 150 a 200 graus é geralmente a escolha correta do material, apesar do custo adicional de 4 a 6 vezes.
Um erro comum: especificar uma nota EH para um projeto de motor que só precisa de H porque alguém da equipe estava “sendo seguro”. As notas EH custam aproximadamente 25–35% mais do que as notas H para Br equivalente, e seu Br é menor para o mesmo número de nota. Se o cálculo da temperatura máxima do ímã mostrar 130 graus, N45H é a especificação correta - não N40EH.
5. Verificando a margem térmica após a produção
O cálculo fornece uma intenção de projeto. A verificação requer dados de teste.
O teste padrão para verificação da margem de desmagnetização é o teste de corrente de curto-circuito em temperatura elevada. O motor é aquecido até a temperatura operacional desejada e, em seguida, um curto-circuito controlado é aplicado para produzir o pico do campo de desmagnetização da reação da armadura. Back-EMF é medido antes e depois. Se o back-EMF pós-teste estiver dentro de 1% do valor pré-teste, os ímãs sobreviveram sem desmagnetização irreversível. Uma queda superior a 2% indica que ocorreu desmagnetização parcial.
Para aceitação na produção, esse teste é caro para ser executado em todos os motores. Em vez disso, os fornecedores normalmente verificam as propriedades magnéticas em nível de lote: uniformidade de Br dentro de ±1,5% dentro de um lote (não lote a lote - a uniformidade do lote é importante para a consistência da margem de desmagnetização), Hcj acima do mínimo de especificação (geralmente 10% acima do mínimo exigido para margem) e uniformidade de magnetização por meio de varredura Hall. Estes verificam se os ímãs entregues à produção possuem as propriedades assumidas no cálculo do projeto.
HIMAGNET fornece curvas de desmagnetização completas em temperaturas de aplicação e pode fazer referência cruzada de sua análise de linha de carga com valores de Hcj medidos específicos do lote antes do envio. Para projetos de motores com margens térmicas estreitas - isolamento Classe F, relação de torque pico-contínuo acima de 3× ou ambientes operacionais acima de 60 graus ambientais - solicite o certificado de lote de alta temperatura (Hcj em valores medidos de 100 graus e 120 graus, não nominais) ao fazer seu pedido.
