PROVE SU UN ALTERNATORE TRIFASE

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1 LABORATORIO DI MACCHINE ELETTRICHE PROVE SU UN ALTERNATORE TRIFASE INSERZIONE IN RETE PROVA A FATTORE DI POTENZA NULLO (IN SOVRAECCITAZIONE)

2 PROVA A FATTORE DI POTENZA NULLO Scopo della prova Lo scopo della prova è la determinazione del punto di funzionamento a tensione nominale ai morsetti e corrente di eccitazione tale da far erogare alla macchina la corrente nominale con fattore di potenza nullo.

3 PROVA A FATTORE DI POTENZA NULLO Schema del circuito di misura

4 PROVA A FATTORE DI POTENZA NULLO Esecuzione della prova In primo luogo si effettua l operazione di inserzione della macchina sincrona in rete. Successivamente si sovraeccita (o sottoeccita) la macchina fino a che la corrente di armatura misurata diventa pari al valore nominale. In tali condizioni la macchina eroga una corrente praticamente in ritardo (in anticipo) di 90 rispetto alla tensione: I E f jx V S n Vn E f jx S I I E f jx S I I sovraeccitazione sottoeccitazione V n

5 PROVA A FATTORE DI POTENZA NULLO Esecuzione della prova La verifica del fattore di potenza nullo è realizzata tramite due wattmetri in inserzione Aron che misurano la potenza attiva scambiata tra alternatore e rete. Affinché il fattore di potenza sia nullo è necessario che i due wattmetri forniscano indicazioni uguali ed opposte. In realtà, a causa delle perdite nel rame del circuito di armatura, la macchina sincrona assorbirà dalla rete tali perdite, per cui il fattore di potenza non sarà nullo. Per riportarlo a zero, sarà necessario aumentare la potenza meccanica fornita dal motore primo, al fine di compensare tali perdite ed evitare che la macchina sincrona le assorba da rete. sovraeccitazione I 90 V n RI E f jx S I P 3V Icos 0 n potenza attiva assorbita

6 PROVA A FATTORE DI POTENZA NULLO Esecuzione della prova

7 DETERMINAZIONE DELLA REATTANZA DI DISPERSIONE E DEL COEFFICIENTE DI POTIER

8 DETERMINAZIONE DELLA REATTANZA DI DISPERSIONE E DEL COEFFICIENTE DI POTIER Nella precedente costruzione del diagramma vettoriale e del triangolo di Potier si è supposto di conoscere i parametri induttanza di dispersione e coefficiente di Potier. Se potessimo costruire il triangolo di Potier in altro modo, senza conoscere i parametri suddetti, allora potremmo determinare tali parametri dividendo i cateti del triangolo di Potier per la corrente nominale. BP AB, X dis In In Interponendo un autotrasformatore a rapporto variabile tra la macchina sincrona e la rete, è possibile variare la tensione ai morsetti di macchina fino a portarla a zero. Si potrebbe così ripetere la prova a fattore di potenza nullo a tensione inferiore della nominale, facendo circolare negli avvolgimenti di armatura la stessa corrente nominale in ritardo di 90 rispetto alla tensione. In tal modo il triangolo di Potier rimarrebbe inalterato e traslerebbe mantenendo il vertice in alto sulla caratteristica a vuoto. Il punto di funzionamento P si sposterebbe descrivendo la così detta caratteristica di tensione a fattore di potenza zero in ritardo o in sovraeccitazione.

10 DETERMINAZIONE DELLA REATTANZA DI DISPERSIONE E DEL COEFFICIENTE DI POTIER In particolare, anche la prova di corto circuito con corrente di armatura pari alla nominale è una prova a fattore di potenza zero in sovraeccitazione, rappresentata dal P i punto di funzionamento di coordinate. 0 0, f, cc

11 DETERMINAZIONE DELLA REATTANZA DI DISPERSIONE E DEL COEFFICIENTE DI POTIER Nel triangolo AOP 0 0 si ha che: il lato A 0 O si trova sulla caratteristica di traferro; il lato OP 0 ha lunghezza pari alla corrente di eccitazione i necessaria per far f, cc circolare nell avvolgimento di armatura la corrente nominale in condizioni di corto circuito. Tale corrente di eccitazione può essere determinata dalla caratteristica di corto circuito in corrispondenza della corrente nominale di armatura. In tal modo si può costruire il triangolo di Potier e determinare i parametri e X dis.

13 DETERMINAZIONE DELLA REATTANZA DI DISPERSIONE E DEL COEFFICIENTE DI POTIER 1. Dal punto P relativo alla prova a cos = 0 in sovraeccitazione, si riporta parallelamente all asse delle ascisse il segmento NP = OP 0 pari alla corrente di eccitazione i f, cc ottenuta dalla caratteristica di corto circuito in corrispondenza del valore nominale della corrente di armatura; 2. dal punto N si traccia la parallela alla caratteristica di traferro fino ad intersecare la caratteristica a vuoto nel punto A, ottenendo il triangolo ANP uguale al triangolo AOP 0 0 ; 3. tracciando l altezza AB del triangolo ANP si ottiene il triangolo di Potier ABP i cui cateti hanno lunghezza proporzionale, tramite la corrente nominale, ai parametri e X dis.

14 DETERMINAZIONE DELLA REATTANZA DI DISPERSIONE E DEL COEFFICIENTE DI POTIER Prova a cos = 0 in anticipo - Caratteristica di tensione

15 DETERMINAZIONE DELLE REATTANZE SINCRONA E MAGNETIZZANTE NON SATURE X su E L 2 i X I m i m fu Afu f Afu cc f 2 Come già detto precedentemente, in corto circuito la macchina sincrona lavora in condizioni non sature ed il punto di funzionamento si trova sulla caratteristica di traferro. Ciò consente di determinare la reattanza sincrona non satura dal rapporto tra la f.e.m. non satura indotta a vuoto e la corrente di corto circuito, in corrispondenza della stessa corrente di eccitazione. E così possibile determinare la reattanza magnetizzante non satura, quando si conosca la reattanza di dispersione. X X X mu su dis

16 DETERMINAZIONE DELLE REATTANZE SINCRONA E MAGNETIZZANTE SATURE Le reattanze magnetizzante e sincrona satura sono quindi: X m X K mu sat X s X K mu sat X dis La reattanza magnetizzante satura si ottiene dal rapporto tra quella non satura ed il fattore di saturazione. Il fattore di saturazione si determina a partire dalla caratteristica a vuoto e dalla caratteristica di traferro. Esso è uguale al rapporto tra la corrente di eccitazione ig corrispondente alla f.e.m. Eg sulla caratteristica a vuoto e la corrente di eccitazione igu corrispondente alla stessa Eg sulla caratteristica di traferro. K sat i i L i i L g f Afu gu fu Af

17 DETERMINAZIONE DELLE REATTANZE SINCRONA E MAGNETIZZANTE SATURE X s K sat

18 DETERMINAZIONE DELLE CURVE A V Le curve che mostrano la relazione tra la corrente di armatura I e quella di eccitazione if a tensione ai morsetti costante e a potenza erogata costante, sono denominate curve a V a causa della loro forma caratteristica. Per ciascun valore della potenza erogata, la corrente di armatura è minima a fattore di potenza unitario. I min P 3V Per ogni valore di corrente compreso tra il valore minimo e il valore nominale, è possibile determinare due valori di corrente di eccitazione per il funzionamento con uguale fattore di potenza (cos =P/(3VnI)) in ritardo e in anticipo, rispettivamente. In particolare, per erogare la stessa potenza attiva con fattore di potenza in ritardo è necessaria una corrente di eccitazione maggiore rispetto a quella richiesta nel caso di uguale fattore di potenza in anticipo. Ciò è dovuto all effetto smagnetizzante o, rispettivamente, magnetizzante della reazione d indotto che causa una riduzione o un aumento del flusso al traferro rispetto a quello nel funzionamento a vuoto. n

19 DETERMINAZIONE DELLE CURVE A V

20 DETERMINAZIONE DELLE CURVE A V

21 DETERMINAZIONE DELLE CURVE A V Diagramma vettoriale per cos in ritardo

22 DETERMINAZIONE DELLE CARATTERISTICHE DI REGOLAZIONE Le curve che mostrano la corrente di eccitazione if, richiesta per mantenere costante la tensione nominale ai morsetti al variare della corrente di armatura I a fattore di potenza costante, prendono il nome di caratteristiche di regolazione. Per un prefissato fattore di potenza (diverso da 1) esistono due caratteristiche di regolazione differenti a seconda che il cos sia in ritardo o in anticipo. A parità di corrente di armatura, se il cos è in ritardo la corrente di eccitazione necessaria per mantenere costante la tensione ai morsetti è maggiore rispetto a quella necessaria per lo stesso cos in anticipo. Ciò è sempre dovuto all effetto smagnetizzante o magnetizzante della corrente di indotto nel caso di fattore di potenza in ritardo o in anticipo, rispettivamente. Nel caso di fattore di potenza unitario, le due caratteristiche di regolazione coincidono. Nel funzionamento a vuoto (I = 0), la corrente di eccitazione if0 necessaria per ottenere ai morsetti la tensione nominale non dipende dal fattore di potenza, per cui tutte le caratteristiche di regolazione partono dallo stesso punto di coordinate (if0,0).

23 DETERMINAZIONE DELLE CARATTERISTICHE DI REGOLAZIONE cos = 1

24 DETERMINAZIONE DELLE CARATTERISTICHE DI REGOLAZIONE cos in ritardo

25 DETERMINAZIONE DELLE CARATTERISTICHE DI REGOLAZIONE cos in anticipo

26 DETERMINAZIONE DELLE CARATTERISTICHE DI REGOLAZIONE i f 0

27 DETERMINAZIONE DELLE CARATTERISTICHE DI REGOLAZIONE

28 DETERMINAZIONE DELLE CURVE DI RENDIMENTO Il rendimento convenzionale di una macchina sincrona si determina considerando come potenza assorbita la somma della potenza erogata e delle perdite valutate convenzionalmente secondo le prescrizioni delle norme. Le perdite da considerare nella valutazione del rendimento di un generatore sincrono trifase sono: le perdite meccaniche per attrito e ventilazione a velocità nominale Pmec; le perdite nel ferro a vuoto a tensione e frequenza nominali Pfe; le perdite per resistenza negli avvolgimenti induttori per funzionamento a tensione nominale Ri 2 f f ; le perdite per resistenza negli avvolgimenti indotti PJ; le perdite elettriche per contatto delle spazzole sugli anelli, valutate convenzionalmente in 2if, essendo if la corrente di eccitazione in [A]; le perdite addizionali, proporzionali al quadrato della corrente di armatura. P add 2 I Padd, N In

29 DETERMINAZIONE DELLE CURVE DI RENDIMENTO cos = 1 cos = 0.8 in anticipo cos = 0.8 in ritardo Le perdite addizionali Padd,N sono desunte dalla prova in cortocircuito in corrispondenza della corrente nominale In. Rendimento Corrente [A]