1

RAPORT ŞTIINŢIFIC ŞI TEHNIC PROIECT PCCA NR. 36 / 2012 - ETAPA 1 – 2012

« Sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică putere integrate într-o microreţea – MICROREN »

Coordonator : Universitatea ‘Politehnica’ din Timişoara

REZUMAT

Prezentul raport inglobeaza realizarile si rezultatele specifice celor sapte activitati stiintifice si tehnice finalizate in cadrul proiectului (fiecare capitol referindu-se la cate o activitate distincta), care se constituie ca suport pentru activitatile specifice etapei urmatoare. Toate activitatile prezentei etape au urmarit obiectivele propuse privind modelarea si simularea componentelor unei microretele.

Primul capitol trateaza problematica proiectarii, modelarii si simularii paletelor si rotorului unei turbine de vant, respectiv a unui mecanism de protecţie la supraturare.

Al doilea capitol prezinta considerente privind proiectarea, modelarea şi simularea unor variante adecvate pentru turbine micro hidro (bazate pe un studiu parametric al turbinelor Pelton şi Banki-Michell-Ossberger), concluzia fiind ca turbinele cu dublu flux, de tipul Banki, se pot constitui ca microturbine hidraulice care îndeplinesc exigenţele tehnice impuse actualmente. In cadrul activitatii urmatoare (capitolul trei) este ales tipul constructiv de maşină pentru un generator de inducţie cu două înfăşurări (DSWA) şi un generator sincron reactiv multifazat fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC) si sunt concepute programe de proiectare analitică ale acestora (calculul preliminar al dimensiunilor, calculul optimal al dimensiunilor, parametrilor şi caracteristicilor, calculul cu element finit al parametrilor şi caracteristicilor), realizandu-se o comparare a rezultatelor obţinute prin calcul analitic, cu cele obtinute prin analiza cu element finit.

Urmatorul capitolul realizeaza o analiza numerică de câmp prin metoda elementelor finite a unor modele de laborator pentru două topologii de micro-aerogeneratoare cu magneţi permanenţi cu flux radial, respectiv cu flux axial, pentru sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică putere integrate în microreţea.

Capitolul cinci considera un model al unui sistem de panouri fotovoltaice, dezvoltat pe baza circuitului echivalent cu o dioda, implementat in Simulink utilizat pentru simularea functionarii componentei fotovoltaice din cadrul unei microretele.

In capitolul sase este realizata modelarea si simularea unor noi structuri de convertoare multiinput hibride cu factor de conversie ridicat, utilizabile in retele de tip microgrid cu surse de intrare multiple. Convertorul propus reprezinta elementul de conversie al unui sistem hibrid cu doua surse de energie -o turbina eoliana si un ansamblu de panouri fotovoltaice -, rezultatele simularilor validand consideratiile teoretice, demonstrand totodata superioritatea structurii propuse in raport alte solutii oferite de literature de specialitate.

Ultimul capitol propune o structura microgrid formata dintr-un sistem de panouri fotovoltaice, o turbina eoliana, consumatori, sistem de acumulatori pentru stocarea energiei, convertor comandat si posibilitatea de conectare la retea. Modelarea componentelor si simularea interactiunii componentelor microgridului au ca scop dezvoltarea unor strategii de conducere privind integrarea surselor de energie regenerabila la nivelul microgridului, cresterea eficientei energetice a folosirii surselor regenerabile si cresterea sigurantei de operare. Este realizata o modelare si simulare a surselor regenerabile de energie (vant sau hidro), prin sisteme de tip ”Hardware in the Loop”, iar pentru a putea testa un sistem de turbina eoliana/hidro in diverse regimuri de functionare, a fost proiectat si implementat (hard si soft) un simulator, care ofera o flexibilitate deosebita pentru testarea unei largi varietati de turbine eoliene si generatoare, fara investitii costisitoare si/sau constructia fizica a turbinelor.

De subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei curente au fost realizate. De asemenea au fost elaborate un numar de patru lucrari stiintifice.

2

DESCRIERE ŞTIINŢIFICĂ ŞI TEHNICĂ

1. Modelarea şi simularea functionării paletelor şi a rotorului turbinei de vânt de mică putere cu pozitionarea specifică a mecanismului de protectie la supraturare.

1.1. Introducere Literatura de specialitate nu oferă explicit solutii de calcul pentru sistemul automat de protecţie

la supraturare, rolul funcţional al componentelor, cinematica şi dinamica sistemului mecanic automat. Faţă de soluţiile ilustrate de producătorii de agregate de vânt de mică putere [1.4], [1.5], [1.6], în

cadrul acestui program de cercetare se propune o soluţie originală prin care paletele rotorice sunt legate între ele prin intermediul unui mecanism bielă-manivelă. Mişcarea lor de rotaţie se transformă în mişcare de translaţie prin care se comprimă un arc elicoidal şi se activează un amortizor hidraulic, fig. 1.3. Fiind un sistem automat va oscila in jurul poziţiei de echilibru. Amortizorul hidraulic are rolul de a atenua viteza de oscilaţie şi în acest fel se îmbunătăţeşte dinamica întregului sistem. Calculele teoretice şi testele pe standul de probă preconizat vor duce la soluţia optimă pentru puterea de 5 kW şi apoi generarea prin similitudine de soluţii optime pe domeniul de 1…10 kW.

În cadrul acestui proiect se doreşte studiul, proiectarea, execuţia şi testarea unui sistem automat cu mecanism centrifugal de punere în drapel a paletelor rotorice. Acest sistem reacţionează doar când turaţia rotorului depăşeşte o anumită limită maximă admisă. Dacă viteza vântului scade sau cauza supraturării dispare sistemul readuce paletele în poziţie normală de lucru.

Conceperea şi proiectarea unui astfel de sistem este corelată cu paletele rotorice pe care trebuie să le deservească şi care trebuie de asemenea proiectate şi apoi calculat, prin simulare numerică, momentul dat de forţele aerodinamice în raport cu axa paletei. Momentul dat de forţele aerodinamice în raport cu axa paletei trebuie contracarat de momentul dat de forţele centrifuge ale contragreutăţilor din mecanismul sistemului automat de protecţie la supraturare.

Testarea sistemului se va face pe un stand de probă care se va realiza în cadrul proiectului. Sistemul automat preconizat are mai multe variante posibile care trebuie testate şi aleasă varianta optimă pe baza mai multor criterii de optimizare.

De asemenea în localităţile electrificate şi care dispun de un potenţial aeroenergetic rentabil este oportună utilizarea energiei produse în beneficiul comunităţii locale cum ar fi iluminatul public, pomparea apei potabile, tratarea apelor uzate etc.

1.2. Proiectarea paletelor rotorice Au fost alese profile laminare din familia NACA 6 şi au fost selectate zonele de incidenţă

favorabile pentru fineţe şi astfel şi pentru randamentul aerodinamic. S-a optat prin această strategie pentru acceptarea de solidităţi mai mari şi coeficienţi de portanţă mai mici. Secţiunile de calcul aerodinamic se analizează pentru domeniul r = 0,75 – 3,5 m. Spaţiul rezervat pentru zona butucului şi a suportului rotitor pentru palete are un diametru de 1,5 m cu arie de cca 1,7 m2. Gabaritul radial rezervat generatorului electric are diametrul 600 mm cu arie expusă de 0,28 m2.

Parametrii de instalare pentru turbina eoliană: Puterea la arbore: 5500 W Diametrul turbinei: 7 m Viteza periferică maximă: 45 m/s Turaţia maximă: 120 rpm (150 rpm, accidental) Aria expusă a turbinei: 38 m2 Rapidităţi probabile (TSR): 3...4 Coeficienţi de putere (valori maxime de calcul): 0,428...0,466 Solidităţi aproximative: 0,20 – 0,30 Viteze de instalare asociate puterii de 5,5, kW şi turaţiei de 120 rpm, la densitatăţi ale aerului între 1,1 şi 1,4 kg/m3 : 8...8,7 m/s.

Fig. 1.1. Paleta 3D cu winglet de 200 mm

3

Cinematica a fost analizată pentru patru rapidităţi, diametrul 7 m şi diferite grade de reacţie, folosind o metodă elaborată de CCAE pentru coeficienţi adimensionali, [1.1], [1.3]. Relaţii utilizate pentru coeficienţii de putere, CP, moment, CM şi grad de reacţie, R , cu notaţiile din [1.1]:

( )

⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅⋅=⋅=

⋅=⋅=

⋅⋅⋅=

+⋅−−⋅=

ΔΔ

Δ

2

222

2

2

13

rt

pv

P

p

vFP

rMP

rtvM

prtvvP

k

kk

Ck

R

kCCCC

kkC

kkkkC

s

T

s

Ta

T

sT

λ

λ

λ

λ

unde pentru proiectare:

( ) ( )

( )

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

=

=

+−−=

⋅⋅⋅=

−+−+−−=

+=

Δ

Δ

r

PM

v

PF

prTvvP

trp

r

vt

vv

CC

kC

C

kkkkC

kRk

kRRk

kk

T

a

sT

s

T

λ

λ

λ

λ

222

2

2

22

3

3

3

1

2

111

21

Familia NACA 6 a fost creată ca aşa zis "profil laminar" prin controlul desprinderilor. Coeficientul de rezistenţă în zona favorabilă pentru aplicaţii (incidenţe şi portanţe) are valori mici: pentru suprafaţă netedă: Cx = 0,003 ... 0,005; profil rugos (standard): Cx ≅ 0,011.

Au fost analizate 79 profile din această familie şi au fost alese trei profile, ca optime pentru acest proiect. S-au selectat: NACA 652 – 415; NACA 65 3 – 418; NACA 654 – 421; a=0,5 (la toate). Cu ajutorul acestora a fost generată paleta 3D cu winglet de 200 mm, destinată acestui rotor, fig.1.1.

1.3.Proiectarea rotorului cu mecanism de protecţie la supraturare Rotorul pentru această turbină sustine paletele turbinei in lagăre care permit reglarea unghiului de

instalare şi asigură o protectie suplimentară a agregatului in domeniul turatiei de 110-120 rpm cu ajutorul unui mecanism. Mecanismul asigura frânarea aerodinamică la depăsirea turatiei de 115 rpm ca protectie suplimentară pentru cazul in care sistemul de conducere automată nu a intervenit prin reglarea turatiei şi declansarea frânării electrodinamice sau avarie în sistemul electric şi electronic.

Fig. 1.2. Poziţii succesive ale mecanismului bielă-manivelă cu piesă culisantă

In domeniul optim de exploatare evaluat la viteze de vânt intre 3 si aprox. 9 m/s şi turatii intre 50 si 115 rpm, pozitia paletajului trebuie mentinută la unghiul de instalare optim, manivela paletelor trebuie mentinută pe limitatorul arcului, în poziţia de start, fig. 1.2. Reglarea turatiei se realizează de către sistemul de conducere. In acest domeniu larg de exploatare momentele de rotatie a paletelor in jurul axei proprii sunt date de fortele aerodinamice si de fortele centrifuge date de contragreutăţi. In acest domeniu de viteze ale vântului momentul aerodinamic este mai mare decât cel cauzat de fortele centrifuge. Astfel se mentin unghiurile de instalare ale paletelor. Daca sistemul de conducere functionează corect si reglează turatia prin încărcarea generatorului electric ambele momente (cel aerodinamic ci cel dat de contragreutăţi) variază pătratic cu turatia. Astfel se mentine la manivela paletelor dominarea momentelor aerodinamice asigurând tendinta de închidere a paletajului (adică poziţia optimă de funcţionare). Dacă apar defecţiuni ale sistemului de conducere la reglarea turatiei sau se declansează protectia din cauza puterilor mai mari decât cea de instalare, scade valoarea momentului aerodinamic de rotire a paletei in jurul axei proprii si sistemul de protectie este dominat de momentele centrifuge date de contragreutăţi. In consecintă paletajul se deschide, manivela se deplasează spre arc. Dacă viteza vântului creşte in continuare dezechilibrul momentelor in favoarea celui dat de contragreutăţi creşte. Astfel se realizează asa-numita frânare aerodinamică. Relaţiile de

4

calcul pentru dimensionarea mecanismului sunt funcţii de 2 variabile: unghiul de rotaţie al paletelor, α=0…45° şi turaţia, n=50…150 rpm. Relaţiile semnificative utilizate care includ în ele alte relaţii complexe au fost: Forta centrifugă dată de contragreutate, Fc:

Fc α n, ( ) mcg ω n( )2⋅ Rcg α( )⋅:=

unde mcg=masa contragreutăţii, ω=viteza unghiulară, Rcg=raza centrului de greutate al contragreutăţii Forta rezultantă pe arcul din mecanismul bielă-manivelă, Farc :

Farc α n, ( )Fcy α n, ( ) bfap α( )⋅

bfm α( ):=

Unde Fcy=componenta activă a fortei centrifuge dată de contragreutate, bfap=bratul fortei faţă de axa paletei, bfm=bratul fortei pe manivelă faţă de axa paletei.

Fig. 1.3. Desenul de ansamblu al rotorului cu mecanism de protecţie la supraturare

Ca acest mecanism sa fie suficient de sensibil contragreutăţile trebuiesc reglate foarte aproape de echilibrul momentelor in zona exploatării optimale a sistemului. In acest regim de protectie când se manifestă influenta contragreutăţilor arcul temperează deschiderea paletajului. Limitatorul de cursa al arcului plafonează deschiderea paletelor. In proiectul mecanismului s-a evaluat diferenta de moment, care la manivela din desen de 70 mm duce la o fortă centrifugă de 217 N, fig. 1.3.

La dimensionarea arcului s-a urmărit încadrarea în majoritatea cotelor şi a constructiei ansamblului. Cursele liniare şi unghiulare ale mecanismului au fost corelate cu gabaritul disponibil (pentru protectie este suficientă o cursă a arcului de 46 mm şi un unghi de deschidere maxim al paletelor de 41°).

2. Modelarea şi simularea unor variante adecvate pentru turbine micro hidro.

Prin tema propusă, se analizeaza, în primă etapă, o tubină hidraulică cu puterea de 5 kW. Plecând de la această informaţie, s-a procedat la efectuarea unui studiu parametric al turbinei. Astfel, s-au ales ca parametri turaţia turbinei (cu limite de variaţie între 50 şi 3000 rot/min) şi turaţia specifică:

Fig. 2.1. Variaţia căderii în

funcţie de debit

(2.1)

(cu limite de variaţie, conform bibliografiei, între 50 şi 150). S-a obţinut, astfel, domeniul de debite şi de căderi la care va lucra turbina, conform figurii 2.1.

Pentru calculele uzuale, ca valori pentru randamentul turbinei s-au ales cele corespunzătoare rezultatelor obţinute conform bibliografiei de specialitate [3]:

(2.2) . Apelând relaţiile specifice de calcul, conform specificaţiilor bibliografice, s-au stabilit dimensiunile principale ale rotorului (ca parte principală a turbinei), care dictează celelalte dimensiuni: diametrul exterior,

(2.3)

5

diametrul interior, D2 = 2 · D1/3 (2.4)

lăţimea rotorului, b. De asemenea, s-au calculat unghiurile constructive ale paletei la intrare şi ieşire (datorită particularităţii constructive şi funcţionale, unghiul de ieşire din prima treaptă – trecere prin rotor – respectiv unghiul de intrare în a doua treaptă se acceptă ca având valoarea de 90°). S-a acceptat, din considerente constructiv – tehnologice, conform bibliografiei, că paleta rotorului este în formă de arc de cerc, determinându-se valorile corespunzătoare ale razei arcului de cerc respectiv; pentru grosimea paletei s-a luat valoarea de 2 mm. Pentru validarea valorilor dimensiunilor calculate, s-au efectuat verificări la rezistenţă pentru arbore, discurile laterale ce delimitează rotorul şi pentru paletă. Valorile obţinute în urma evaluărilor, se situează cu cel puţin două ordine de mărime sub valorile tensiunilor admisibile corespunzătoare mărcilor de oţel care se recomandă în bibliografie să fie utilizate pentru fabricarea turbinelor hidraulice.

Fig. 2.2. Variantă constructivă cu intrare

orizontală Fig. 2.3. Geometria profilului aparatului

director 2

21pvCv∞

= − (2.5) 2

2

aFCv Aρ=

⋅ ⋅

(2.6) 2

2

MMC

v A Lρ=⋅ ⋅ ⋅

(2.7)

Fig.2.4. Randamentul turbinei Banki SDC-

125 în funcţie de turaţia rotorului. Caracteristicile dinamice descrise prin matricea de transfer a turbinei sunt oferite prin locul frecvenţelor ce leagă variaţiile de turaţie ale rotorului în funcţie de modificarea debitului Fig. 2.5. Concluzie: pe baza considerentelor prezentate cu privire la proiectarea şi funcţionarea turbinelor cu dublu flux, de tipul Banki, se pot realiza microturbine hidraulice ce îndeplinesc exigenţele tehnice actuale.

Fig. 2.5. Locul frecvenţelor şi caracteristicele

Bode ale turbinei Banki SDC – 125.

6

Plecând de la rezultatele obţinute, în limitele parametrilor menţionaţi, urmează a se lua o decizie referitoare la limitarea acestora, respectiv alegerea unor valori ferme pentru căderea şi turaţia turbinei, în conformitate cu datele hidrografice ale amplasamentului. Doar pe baza unor astfel de decizii, ferme, se va putea trece la etapa a doua, conform specificaţiilor din contract, la proiectarea şi apoi la execuţia turbinei. La funcţionarea turbinei cu dublu flux apa, care iese din ajutaj, trece printre paletele rotorice deplasându-se dinspre periferie spre centru, apoi trece prin zona liberă din interiorul rotorului, şi din nou printre palete, deplasându-se de această dată dinspre centru spre periferie cedând de fiecare dată o parte din energie şi părăseşte rotorul cu o anumită viteză. În acest fel energia curentului de apă este transferată rotorului în procesul de dublă trecere a apei printre palete. Energia apei se transformă încă din ajutaj în energie cinetică, iar mişcarea apei în rotor este fără suprapresiune. Pentru optimizarea curgerii prin turbină, un rol deosebit îl are determinarea optimă a intrării apei în rotor, ceea ce presupune studiul curgerii în aparatul director. Curgerea apei peste profilul aparatului director a fost studiată cu ajutorul metodei prof. Octavian Popa, care permite determinarea distribuţiei de presiuni, a coeficientului de portanţă şi a coeficientului de moment. 3. Modelarea, simularea si validarea, utilizand metoda elementelor finite, a unui generator de tip RBLDC si DSWA.

Pentru conversia energiei eoliene şi a energiei hidraulice s-a propus utilizarea unor noi generatoare electrice de tip sincron şi asincron. O cerinţă a proiectului este ca sistemul să poată funcţiona atât conectat la reţea cât şi în regim insular autonom.

Obiectivul activitatii de fata consta in proiectarea execuţiei şi ulterior testarea a două generatoare electrice: un generator de inducţie cu două înfăşurări (DSWA) şi un generator sincron reactiv multifazat fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC). În metodologia de proiectare trebuie luate în considerare saturaţia şi efectul pelicular, calculul analitic trebuie validat cu ajutorul metodei elementului finit (FEM) şi în final se va face optimizarea proiectării. Datele obţinute în urma calculului de proiectare vor fi folosite pentru dimensionarea convertoarelor statice aferente acestor generatoare şi a bateriei de condensatoare a DSWA.

În vederea îndeplinirii cerinţelor din faza 1 a proiectului au fost identificate următoarele etape de parcurs: • studiul bibliografic al surselor cu mare vizibilitate internaţională (jurnale IEEE, baza de date IEEE

xplore, etc.) pentru a vedea stadiul actual în domeniul generatoarelor electrice de inducţie cu două înfăşurări (DSWA) şi al generatoarelor sincrone multifazate reactive fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC);

• elaborarea studiului critic şi alegerea parametrilor nominali – putere, tensiune, turaţie pentru DSWA şi RBLDC;

• alegerea tipului constructiv de maşină pentru DSWA şi RBLDC; • conceperea programului de proiectare analitică pentru DSWA şi RBLDC în mediul Matlab; • conceperea programului de proiectare optimală pentru DSWA şi RBLDC în mediul Matlab;

• calculul preliminar al dimensiunilor pentru DSWA şi RBLDC; • calculul optimal al dimensiunilor, parametrilor şi caracteristicilor DSWA şi RBLDC; • calculul cu element finit al parametrilor şi caracteristicilor DSWA şi RBLDC; • compararea rezultatelor obţinute prin calcul analitic cu cele din analiza cu element finit

(FEM). Pentru simplitate constructivă trebuie luată în considerare soluţia de cuplare directă între

generatoare şi turbine cu dezavantajul de a fi necesare cupluri ridicate la arbore. Turaţia arborilor este redusă, pentru generatorul eolian s-a considerat la dimensionare 200 rpm iar pentru hidrogenerator 250 rpm. Puterea aleasă pentru proiectarea modelelor experimentale este de 3 kw la o tensiune de linie de 240 V. Datorită creşterii preţului mondial al magneţilor permanenţi din pământuri rare (NeFeB) soluţiile alese exclud utilizarea acestora. Eliminarea magneţilor permanenţi de înaltă energie sau înlocuirea lor cu magneţi ieftini din ferite trebuie să se facă prin menţinerea performanţelor ridicate ale maşinilor electrice. Tipurile de generatoare alese sunt relativ noi, foarte puţin analizate dar cu perspectivă de utilizare pentru aceste aplicaţii.

7

Generatorul RBLDC are principiul de funcţionare asemănător cu al unei maşini de curent continuu cu comutaţie trapezoidală a curentului, nu are perii iar infăşurările de excitaţie şi de cuplu se găsesc în stator. Simplitatea controlului derivă din asemănarea acestei maşini cu o maşină de curent continuu nefiind nevoie de transformari de coordonate. Cei doi curenţi principali din maşină (similari cu curentul de excitaţie şi cel de indus de la maşina de curent continuu) produc fluxuri magnetice în cuadratură obţinându-se astfel condiţii ideale pentru controlul de tip MTPA (cuplul maxim pe curent).

O condiţie obligatorie pentru acest tip de generator este utilizarea unui rotor ALA (anizotropie axială a pachetelor de tole) având un număr de pachete de tole şi straturi de izolaţie suficient de mare. În plus faţă de avantajele comune ale maşinilor multifazate, pentru maşina cu 6 faze controlul poate fi reconfigurat de la o maşină sincronă reactivă trifazată cu q=2 sau de la o maşină sincronă reactivă hexafazată având două înfăşurări trifazate decalate cu un unghi de 30 grade electrice. Principiul constructiv al maşinii RBLDC cu şase faze este prezentat în figura 3.1 iar în figura 3.2 se prezintă schema de principiu a ansamblului maşină-convertor. Spre deosebire de maşina de curent continuu comutaţia se face electronic. Fiecare curent de fază are un interval de timp în care este curent de câmp şi un interval în care este curent de cuplu având forma de variaţie bipolară. În figura 3.1 fazele E şi F au rolul de faze de excitaţie dar numai faza F este pur de câmp în timp ce faza E comută pentru a deveni o fază de cuplu. Din această cauză pot apare pulsaţii ale cuplului, însă la 6 sau mai multe faze ale maşinii acestea nu vor fi foarte severe. Interacţiunea între fazele de câmp şi cele de cuplu are un defazaj de 90 (plus sau minus 15) grade şi nu 60 sau 120 grade ca la maşinile BLDC cu magneţi permanenţi.

Fig. 3.1. Maşina RBLDC cu 6 faze rotativă sau liniară

Fig.3.2 Sistemul maşină RBLDC-convertor

Fig. 3.3. Generator de inducţie cu două înfăşurări

cu punte redresoare şi invertor

Fig. 3.4. Generator de inducţie cu înfăşurarea auxiliară conectată direct la bateria de

condensatoare Utilizarea unui rotor, de tip ALA sau cu bariere de flux multiple, determină un câmp magnetic

de reacţie al fazelor de cuplu mai redus. Astfel se obţine o densitate de cuplu ridicată şi un factor de putere echivalent bun. Cel de-al doilea generator, de inducţie cu două înfăşurări statorice DSWA, are rotorul în colivie ceea ce îi conferă o robusteţe ridicată, fiabilitate crescută şi cost de întreţinere redus. În cazul maşinilor de inducţie, mai ales cele care funcţionează ca generator la turaţie redusă, puterea reactivă (curentul) de magnetizare poate atinge valori de peste 60% din valoarea nominală. Înfăşurarea auxiliară sau de excitaţie se conectează la o baterie de condensatoare fie prin intermediul unui convertor static (figura 3.3) fie direct (figura 3.4). Acest ultim caz va fi analizat în cadrul proiectului.

Prezenţa înfăşurării de excitaţie înseriată cu bateria de condensatoare furnizează generatorului energia reactivă necesară, aceasta nu va mai fi adusă din circuitul de curent continuu al micro reţelei şi în acest fel puterea aparentă a convertorului conectat la bornele înfăşurării principale va fi mai mică cu aproximativ 40%. În regim autonom datorită legăturii directe între înfăşurarea de excitaţie şi bateria de condensatoare (fără convertor) procesul de autoexcitaţie se declanşează chiar în absenţa unei surse externe. Pentru generatorul din figura 3 prezenţa invertorului în înfăşurarea de excitaţie injectează armonice superioare în maşină şi deci şi în tensiunile şi curenţii din înfăşurarea principală producând pierderi suplimentare în fierul maşinii şi în înfăşurări care conduc la reducerea randamentului. Conectarea DSWA prin convertor la circuitul de curent continuu a micro reţelei în care injectează şi

VDC

C

C

C

GA

Rectifier

IGBT

8

alte surse face de asemenea inoportună utilizarea invertorului conectat în excitaţie. Generatorul de inducţie cu două înfăşurări are o greutate şi un volum mai mare decât generatorul de inducţie clasic în cazul general, dar în cazul turaţiei şi sarcinii variabile întâlnite la antrenarea cu turbină eoliană, randamentul şi costul total maşină şi convertor static este mai bun pentru DSWA. Domeniul în care viteza de rotaţie poate să varieze depinde şi de valoarea capacităţii bateriei de condensatoare. Cele două înfăşurări statorice sunt introduse în aceleaşi crestături putând avea acelaşi număr de perechi de poli sau un număr diferit.

Fig. 3.5. Inductivităţile proprii şi de cuplaj ale

generatorului RBLDC la curenţii nominali. Fig. 3.6. Cuplul generatorului RBLDC în

poziţia de cuplu maxim în funcţie de curenţii de excitaţie şi de cuplu

În figurile 3.5 şi 3.6 se prezintă inductivităţile proprii şi de cuplaj la curenţii nominali, respectiv cuplul maşinii în poziţia de cuplu maxim pentru diferiţi curenţi de excitaţie şi de cuplu pentru generatorul RBLDC. Consideraţii privind proiectarea optimală a generatorului DSWA: Este cunoscut faptul că pentru funcţionarea maşinii asincrone în regim de generator autonom pentru excitarea lui este necesar a i se furniza energie reactivă din exterior. Incepând cu Allister (1903) au fost publicate numeroase lucrări privind soluţii de excitare a generatoarelor de inducţie cu condensatoare conectate la ieşirea acestora, de către cercetători din întreaga lume [3.1, 3.2, 3.3, 3.4, 3.5]. Neajunsul principal al soluţiilor propuse constă în variaţia severă a tensiuni cu sarcina şi, drept urmare, necesitatea unor sisteme de reglare a energiei reactive de excitaţie ce introduce armonici atât în curentul de sarcină cât şi în curenţii generatorului. Inspirate din cercetările lui L.J.Hunt [3.6] privind maşinile de inducţie cu două înfăşurări statorice, în anii ’80 ai cecolului XX s-au intensificat cercetările privind aceste maşini [3.7, 3.8, 3.9] etc. în vederea creşterii performanţelor acestora fiind propuse atât maşini duale având înfăşurările statorice cu număr diferit de perechi de poli p1 ≠ p2 cât şi maşini cu p1 = p2, acestea din urmă constituind obiectul prezentei cercetări ce urmaresc optimizarea soluţiilor privind atât modul de excitare cât şi sistemele de reglare a tensiunii şi turaţiei acestora în situaţiile când acest lucru este reclamat. Este investigată, deasemenea, şi ideea, relativ recentă, a revenirii la cuplarea motorului de antrenare ( turbină de vânt, etc.) cu generatorul, prin intermediul unui amplificator de turaţie mecanic, ceea ce ar permite creşterea semnificativă a turatiei nominale a maşinii folosite ca generator, ceea ce ar conduce la utilizarea, cu modificari nesemnicative, privind numai infăşurările statorice, a maşininilor de inducţie din fabricatia curenta de serii mari şi variate turaţii nominale, ceea ce ar reduce drastic costul generatoarelor, comparativ cu cele cuplate direct cu motorul ( turbină eoliană sau hydraulică, etc.).

Consideraţii provind proiectarea generatoarelor de inductie duale DSWA cu acelaşi, număr de poli ai înfăşurărilor statorice obtenabile din motoare de inducţie cu rotorul în scurtcircuit convenţionale”: Pentru reducerea preţului generatoarelor agregatelor aeroelectrice de mică putere, pentru a evita costurile de proiectare şi fabricaţie , relativ mari, ale generatoarelor cuplate direct cu turbina de vânt, de joasă turaţie, în ultimul timp se preconizează utilizarea, ca generatoare, a maşinilor de inducţie convenţionale, de turaţie mare, existente într-o mare varietate de puteri şi turaţii şi, în consecinţă de dimensiuni şi greutate reduse. Funcţionarea împreună cu turbinele de vânt de turaţie relative mică, se asigură prin intermediul unui sistem de transmisie mecanic – cu curele sau roţi dinţate, amplificatoare de turaţie, cu raport de amplificare corespunzător.

9

În cele ce urmează se propune o metodă de proiectare a generatoarelor de inducţie duale de turaţie mare, având acelş număr de perechi de poli pentru ambele înfăşurări statorice, obtenabile, prin transformări constructive minimale, din motoarele de inducţie cu rotorul în scurtcircuit având o putere apropiată de a generatorului de obţinut, aceeaşi turaţie nominală, acelaşi circuit magnetic şi acelaşi rotor., existente în fabricaţia curentă – “motor de referinţă”. Pentru simplificarea, se poate considera numărul de spire ale înfăşurărilor statorice ale generatorului dual DSWA egal cu cel al infăşurărilor motorului de referinţă (w1)G=(w)G=w (3.1) Generatoarele de inductie duale DSWA cu acelaşi număr de poli ai înfăşurărilor statorice obtenabile din motoare de inducţie cu rotorul în scurtcircuit convenţionale: Aceste generatoare având aceeaşi construcţie mecanică şi circuit magnetic ca şi motorul de referinţă, proiectarea, în acest caz, se reduce doar la calcului numărului de spire w1, w2, curenţii prin acestea (Iw1,N)GD, (Iw2,N)GD şi secţiunile acestora Ωw1, Ωw2 astfel încât ele să poată încăpea în crestătura tolei motorului de referinţă utilizat iar curentul total în secţiunea crestăturii generatorului (IΣ)GD să fie egal sau mai mic (apropiat) cu curentul total în secţiunea crestăturii motorului de referinţă (IΣ)M. a). Calculul curenţilor (Iw1,N)GD, (Iw2,N)GD şi al curentului total în crestătura statorică (IΣ)GD în cazul realizarii integrale a curentului demagnetizare nominal cu ajutorul înfăşurării înfăşurării statorice de excitaţie w2: (Iw1,N)GD = (IN)G . cos(φN)GD , (3.2) (Iw2,N)GD = (I1N)G . sin arc cos(φ1N)G , (3.3) (IΣ)GD = w1. (Iw1,N)GD + w2. (Iw2,N)GD, respectiv, în cazul w1 = w2 = w, (IΣ)GD = w. [(Iw1,N)GD + (Iw2,N)GD] = w.[(IN)G.cos(φN)GD + (I1N)G .sin arc cos(φ1N)G] (3.4) b). Calculul curenţilor (Iw1,N)GD, (Iw2,N)GD şi al curentului total în crestătura statorică (IΣ)GD în cazul realizării excitaţiei cu ambele înfăşurări statorice w1 şi w2 ale generatorului dual (Iw1,N)GD = (IN)2

G.cos2(φ1N)G+(Iμ0)2M.[sin arc cos(ϕ0)M]2 (3.5)

(Iw2,N)GD = (Iw2,N)GD = (I1N)G . sin arc cos(φ1N)G - (Iμ0)M . [sin arc cos(ϕ0)M] (3.6) (IΣ)GD = w1. (Iw1,N)GD + w2. (Iw2,N)GD, respectiv, în cazul w1 = w2 = w, (IΣ)GD = w. [(Iw1,N)GD + (Iw2,N)GD] = w. (IN)2

G.cos2(φ1N)G+(Iμ0)2M.[sin arc cos(ϕ0)M]2 +

+ (I1N)G . sin arc cos(φ1N)G - (Iμ0)M . [sin arc cos(ϕ0)M] (3.7) c). O primă validare orientativăa curenţilor nominali obţinuţi ai înfăşurărilor statorice ale generatorului dual 3.1. Un prim criteriu de validare propus în continuare este necesar pentru a verifica daca cele două înfăşurări statorice w1 şi w2, considerând valori orientative pentru densitatea de curent Δs ≈ 6 A/mm2 şi coeficientul de umplere a crestăturii kcrest≤ 0,75, pot fi dispuse in crestătura dată a tolei statorului (Acrest )necesar ≤ (Acrest)disponibil unde (3.8) (Acrest )necesar = [(IΣ)GD : Δs ] (3.9) (Acrest)disponibil = [(IΣ)M : Δs ] (3.10) în care (IΣ)M = w. ( IN)M (3.11) In cazul când criteriul (3.8) nu este satisfăcut, calculele curentului de sarcina admisibil va fi reluat iterativ pentru valori mai mici ale curentului de sarcină (I w1 )admis = (IN)M – kj.ΔI , kj = 1, 2, … , (3.12) unde ΔI = (IN)M : (10÷20). (3.13) 3.2. Un al doilea criteriu obligatoriu a fi verificat, pentru admiterea valorilor determinate ale curenţilor Iw1 şi Iw2, este ca pierderile în cuprul acestor infîşurări (pCu )w1. w2 să fie mai mic decât pierderile nominale în cuprul înfăşurărilor statorice ale motorului de referinţă (pCu )w1. w2 ≤ (pCu 0, N )M , (3.14) unde (pCu 0, N )M - se dau de către producătorul motorului (încercările la mers în gol) (3.15) (pCu )w1. w2 =w.[I2

w1.ρ.lspiră : (π d2w1:4) + I2 w2.ρ.lspiră : (π d2

w2 : 4)] . (3.16 )

10

4. Modelarea, simularea si validarea, utilizand metoda elementelor finite, a unui generator de tip RF-IPMS si AF-PMS

În conformitate cu obiectivele etapei 1 – 2012 a proiectului PCCA ‘MICROREN’, echipa de cercetare a partenerului P1 –UTC-N la proiect a realizat analiza numerică de câmp prin metoda elementelor finite a modelelor de laborator pentru două topologii de micro-aerogeneratoare cu magneţi permanenţi cu flux radial, respectiv cu flux axial, pentru sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică putere integrate în microreţea. În Fig. 4.1, este prezentată structura microgeneratorului cu rotor excitat prin magneţi permanenţi interiori de NdFeB şi cu stator având înfăşurare indusă trifazată, concentrată pe poli. Întrefierul radial este variabil, pentru diminuarea cuplului parazit de dantură şi pentru obţinerea unei t.e.m. cvasi-sinusoidale. Fig. 4.2 redă distribuţia fluxului magnetic inductor, obţinută prin analiza de câmp cu elemente finite, în cazul alinierii polul statoric cu axa rotorică d, respectiv q.

b) Fig. 4.1. Topologia de microaerogenerator cu

rotor excitat prin magneţi permanenţi interiori, cu stator având înfăşurare indusă trifazată, concentrată şi cu

întrefier radial ; (a) datele geometrice principale ; (b) elementele constructive.

a)

Fig. 4.2. Distribuţia fluxului magnetic inductor la microaerogeneratorul cu rotor excitat prin

magneţi permanenţi interiori, cu stator având înfăşurare indusă trifazată, concentrată şi cu întrefier radial ; (a) la alinierea axei d cu polul statoric ; (b) la alinierea axei q cu polul statoric

În Fig. 4.3, sunt reprezentate t.e.m. pe cele trei faze statorice ale microgeneratorului la mersul

în gol şi analiza lor armonică, evidenţiind armonica dominantă de 100 Hz. Fig. 4.4 prezintă structura microaerogeneratorului cu rotor interior, excitat prin magneţi

permanenţi superficiali de NdFeB şi două statoare identice, exterioare, având fiecare o înfăşurare indusă trifazată, distribuită în crestături. Întrefierul dublu (bilateral) este axial şi uniform.

În Fig. 4.5, este reprezentată t.e.m. de fază statorică a microgeneratorului, la mersul în gol şi analiza ei armonică, evidenţiind armonica dominantă de ordinul 5.

56 mm Dso 28 mm Dsi 0.5 mm gmin 1 mm gmax 7 mm bts 4 mm hys 5 mm hyr 45 mm L 12 mm lm 3.5 mm Wm 2.3 mm Wso 1.5 mm hstg 10 mm hts=hss0.5 mm t 10 mm Dshaft

a)

b)

11

3 300 0.012094 400 0.011995 500 0.086956 600 0.012047 700 0.066288 800 0.012069 900 0.0119910 1000 0.01204

0 0 0.00601 1 100 2.83745 2 200 0.01202

Fig. 4.3. T.e.m. induse pe fazele statorice şi analiza lor armonică, la mersul în gol

al microaerogeneratorului cu rotor excitat prin magneţi permanenţi interiori, cu stator având înfăşurare indusă trifazată, concentrată şi cu întrefier radial.

a) c,d) Nr. faze infăşurare indusă 3

Nr. crestături statorice 24

Nr. poli rotorici 8

Diametru exterior stator [mm] 100

Diametru interior stator [mm] 50

b)

Fig. 4.4. Topologia de microaerogenerator cu rotor interior excitat prin magneţi permanenţi interiori şi cu două statoare exterioare având fiecare înfăşurare indusă trifazată, distribuită în crestături şi cu întrefier axial; (a) vedere de ansamblu ; (b) datele geometrice principale ; elementele constructive ale rotorului (c), respectiv ale unuia din cele două statoare identice (d).

Fig. 4.5. T.e.m. indusă pe fază statorică şi analiza sa armonică, la mersul în gol al micro-aerogeneratorului cu rotor interior excitat prin magneţi permanenţi superficiali şi cu două statoare

exterioare având fiecare înfăşurare indusă trifazată, distribuită în crestături şi cu întrefier axial.

5. Modelarea si simularea unui sistem adecvat de panouri fotovoltaice. Modelele matematice dezvoltate pentru sistemelor de panouri fotovoltaice in cadrul acestui

proiect sunt utile pentru simularea si testarea diferitelor configuratii de microretele care folosesc surse de energie regenerabila (SER), consumatori si elemente de stocare. Aceste modele se folosesc de

12

asemenea in testarea si validarea unor algoritmi de conducere pentru mentinerea tensiunii electrice in anumite puncte ale microretelei in limite admise si pentru controlul fluxului de putere in vederea optimizarii consumului de energie si a costului de functionare. Panourile solare sunt obtinute prin conectarea mai multor celule solare. Aceste panouri sunt conectate, la randul lor, in serie si paralel pentru a forma un sistem de panouri care este controlat de invertoarele de putere care asigura functionarea acestor panouri si valorificarea energiei solare disponibile.

Parametri fundamentali folositi pentru definirea regimului de functionare si a caracteristicii panourilor fotovoltaice sunt prezentate in continuare si reprezentati in figura 5.1: (a) Punctul maxim de putere reprezinta punctul de functionare A(Vmax, Imax) din figura 5.1., in care

puterea disipata la nivelul rezistentei este maxima: Pmax=ImaxUmax (b) Curentul de scurt-circuit: Iph=Isc. Reprezinta valoarea maxima a curentului generat de celula

fotovoltaice. Este produs in conditiile de scurt-circuit: V=0. (c) Tensiunea in circuit deschis corespunde caderii de tensiune la nivelul diodei (jonctiunea p-n) atunci

cand este traversata de fotocurentul Iph (ID=Iph), atunci cand curentul generat este I=0. Reflecta tensiunea celulei fotovoltaice in timpul noptii si este definita de urmatoarea relatie matematica:

(5.1)

unde se numeste tensiunea terminca iar Tc este temperatura absoluta a celulei. (d) Eficienta maxima este raportul dintre puterea maxima si puterea generata de lumina incidenta:

(5.2)

(e) Factorul de umplere este raportul dintre puterea maxima care poate fi generata si produsul dintre Isc and Voc:

(5.3)

Factorul de umplere este o masura a caracteristicii reale curent-tensiune. Se considera ca pentru valori mai mare de 0.7, celula fotovoltaica are o calitate buna. Cresterea temperaturii celulei fotovoltaice are ca efect scaderea acestui factor si scaderea randamentului conversiei energiei.

Fiecare producator de panouri fotovoltaice este obligat sa mentioneze parametrii panourilor in cartea tehnica pentru doua cazuri: conditiile standard de test (CST) si temperatura celulei in functionare normala (TCFN):

Figura 5.1. Caracteristica curent-tensiune a

celulei solare.

Figura 5.2. Circuitul echivalent cu o singura

dioda.

CST se considera a avea urmatoarele caracteristici: - Radiatia solara (Ga) = 1000W/m2, - Temperatura celulei(Tc) = 25°C, and - Viteza vantului = 1m/s

TCFN este definita de: - Radiatia solara (GaNOCT) = 800W/m2, - Temperatura aerului ambiental (TaNOCT) = 20°C, si - Viteza vantului = 1m/s

Lista parametrilor mentionati de producator pentru panouril folosite este prezentata in talelul 5.1.

Primul model matematic folosit este modelul echivalent cu o dioda. Din acest circuit echivalent, prezentat in figura 5.2, se dezvolta un model cu 4 parametri avand Iph, I0, Rs.

Parametri au urmatoarele semnificatii: Iph – curentul generat de radiatia solara (A) I0 – curentul de saturatie (A) A – factorul ideal al diodei Rs – rezistenta in seria a panoului (Ω)

13

Tabel 5.1. Parametri panoului fotovoltaic metionati de producator. Numele

parametrului Unitate de

masura Valoare panou

studiat Descriere

Pentru STC Pmpp W 245 Puterea nominala Vmpp V 30.1 Tensiunea nominala Impp A 8.1 Curentul nominal Voc25 V 37.7 Tensiunea circuitului deschis Isc25 A 8.7 Curentul de scurt-circuit Pentru NOCT NOCT °C 48.4 Temperatura celulei in conditiile

mentionate Caracteristica generala curent-tensiune a panourilor bazata pe modelul cu o singura dioda este

reprezentata matematic de o functie transcendenta:

(5.4)

Figura 5.3. Schema bloc a modelului pentru un panou fotovoltaic.

Modelul dezvoltat considera la iesire puterea maxima pe care panourile o pot furniza in

conditiile meteo masurate. Pentru obtinerea acestui maxim de putere s-a impus conditia 5.5. :

(5.5)

ceea ce devine:

(5.6)

Implementarea acestei relatii care constituie modelul matematic folosit, s-a realizat in softul specializat Matlab/Simulink si este prezentat in figura 5.3.

Aceste modele se folosesc de asemenea in testarea si validarea unor algoritmi de conducere pentru mentinerea tensiunii electrice in anumite puncte ale microretelei in limite admise si pentru controlul fluxului de putere in vederea optimizarii consumului de energie si a costului de functionare.

6. Modelarea si simularea unor structuri de convertoare multi input hibride.

Fig. 6.1. Schema bloc a sistemului hibrid eolian-

fotovoltaic

1 21 2

1 1 22 (2 )(2 )outd dV V V

d d d= +

− − − (6.1) 1 2 1

1 21 1 2

22 (2 )(2 )out

d d dV V Vd d d

−= +

− − − (6.2) Convertorul propus reprezinta elementul de conversie al unui sistemul hibrid cu doua surse de energie: o turbina eoliana si un ansamblu de panouri fotovoltaice.

14

Schema bloc este prezentata in figura 6.1. Simularea sistemului a fost realizata in Matlab/ Simulink. Pentru simularea convertorului s-a folosit toolbox-ul Plecs. Convertorul DC-DC utilizat pentru acest sistem este format din doua convertoare hibride coboratoare de tensiune si este descris de relatiile: (1) pentru d1≥d2 respectiv (2) pentru d1<d2. Controlul sistemului este realizat de catre unitatea de management a puterii. Sistemul hibrid are trei moduri de functionare: • modul 1: turbina eoliana functioneaza cu reglare de putere iar panourile fotovoltaice sunt inactive; • modul 2: turbina eoliana functioneaza urmarind maximul de putere iar panoul fotovoltaic

completeaza necesarul de energie, fiind intr-o bucla de reglare a puterii; • modul 3: ambele surse de energie regenerabila urmaresc maximul de putere.

Bateria are rolul de a acumula surplusul de energie din sistem si de a completa necesarul de putere in cazul in care cele doua surse de energie functioneaza la maximul de putere iar aceasta nu este de ajuns. Sistemul este gandit in asa masura incat sa poata fi conectat la retea, pentru functionare si in sistem “on-grid”, daca acest lucru este posibil/necesar. Principalele rezultate obtinute in urma modelarii/simularii sunt prezentate in Fig. 6.2, cu referire la formele de unda principale din convertor, respective in Fig. 6.3, cu privire la functionarea intregului sistem.

Fig. 6.2. Principalele forme de unda din convertor.

Fig. 6.3. Functionarea sistemului in regimurile analizate.

15

Rezultatele obtinute au dovedit viabilitatea consideratiilor teoretice, demonstrand superioritatea structurii propuse in raport cu solutiile oferite de literature de specialitate. Convertorul propus poate face cu success cerintelor impuse de integrare intr-o retea MICROGRID.

7. Modelarea si simularea unor structuri de tip microgrid. La nivel global se asteapta ca integrarea sursele de energie regenerabila (SER) sa conduca la o

crestere a ponderii lor la nivelul retelelor de distributie de joasa tensiune. Aceasta integrare este favorizata de costul de instalare tot mai accesibil si a independentei energetice pe care instalarea acestor surse o aduce [7.1]. Cele mai des utilizate SER sunt: sistemele de panouri fotovoltaice – care pot fi incluse la nivelul fatadelor, integrate in constructia cladirilor si care se preteaza pentru mediul urban, turbinele eoliene de mici si medii dimensiuni pentru deservirea unor comunitati in zone cu potential eolian si a micro-hidrocentralele – instalate pe cursul unor rauri.

Problema integrarii acestor SER este lipsa predictibilitatii productiei de energie, care depinde de radiatia solara si de viteza vantului. In cadrul unei microretele care contine si surse de energie regenerabila, atat consumul puterii la nivelul consumatorilor cat si productia de energie are un caracter variabil [7.2]. Pentru a echilibra consumul cu productia, la nivelul microretelelor trebuie implementate strategii de conducere [7.3] care sa coreleze consumul cu productia pe de o parte prin deplasarea consumului in intervalul de timp cand puterea este produsa de catre SER si, pe de alta parte, folosirea mediilor de stocare a energiei. De asemenea, puterea la nivelul microretelei se poate echilibra prin conectarea la reteau locala de distributie [7.4].

Sistemul hibrid propus contine doua surse de energie: o turbine eoliana care este principal sursa de energie si un panou fotovoltaic care completeaza necesarul de energie. Sistemul este unul off-grid (nu este conectat la reteau electrica) cu acumulatori in compozitia lui. Aceste sisteme sunt folosite in zonele in care conectarea la reteau electrica este dificila sau imposibila.

Schema bloc a sistemului eolian-fotovoltaic simulat este prezentat in figura 7.1. Simularea sistemului a fost realizata in Matlab/Simulink. Pentru a simula electric convertorul s-a folosit toolbox-ul Plecs.

Turbina eoliana are in componenta un generator sincron si o punte de diode redresoare. O

rezistenta de balast a fost folosita pentru cazul in care turbine de vant produce mai multa energie decat poate sistemul accepta.

Panoul solar este alcatuit din 60 de celule fotovoltaice in serie si are ca marime de intrare iluminarea.

Convertorul DC-DC utilizat pentru acest sistem este format din doua convertoare hibride coboratoare si este descris de relatile: (1) pentru d1≥d2 respectiv (2) pentru d1<d2.

Fig. 7.1 Schema bloc a sistemului hibrid eolian- fotovoltaic

16

Bateria are rolul de a acumula surplusul de energie din sistem si de a complete necesarul de energie in cazul in care cele doua surse de energie functioneaza la maximul de putere iar aceasta nu este de ajuns.

Sistemul poate fi conectat la retea prin intermediul sigurantei fuzibile F1.

Fig. 7.2 Schema logica de control a sistemului.

0 4 8 12 16 20 240

500

1000

1500

2000Putere panouri fotovoltaice

timp (ore)

Put

ere

(W)

0 4 8 12 16 20 240

1000

2000

3000Putere turbina eoliana

timp (ore)

Put

ere

(W)

0 4 8 12 16 20 240

1000

2000

3000Profilul consumului

timp (ore)

Put

ere

(W)

0 4 8 12 16 20 240.2

0.4

0.6

0.8

1Starea de incarcare

timp (ore)

Fig. 7.3. Rezultatele simularilor pentru o

microretea formata din panouri fotovoltaice, turbina eoliana, consumator si baterie de stocare a

energiei.

In figura 7.3 sunt prezentate rezultatele unei simulari, pe un interval de 24 de ore, a functionarii unei microretele cu configuratia prezentata mai sus.

Puterea produsa de panourile fotovoltaice si de turbina eoliana este determinata de conditiile

meteo masurate pe aceste interval de timp de 24 de ore si reprezentat in primele 2 grafice ale figurii 7.2. Profilul consumatorului este definit in graficul trei.

Bateria este folosita pentru a echilibra consumul si productia la nivelul microretelei astfel incat diferenta dintre puterea consumata si cea produsa sa fie minimizata prin folosirea energiei stocate la nivelul bateriei. Al patrulea grafic prezinta evolutia starii de incarcare a bateriei pe intervalul de 24 de ore in care functioneaza microreteaua.

La nivelul unei microretele se pot implementa o gama larga de algoritmi de conducere la diverse nivele. Se poate dezvolta un algoritm centralizat care controleaza, in acelasi timp, toate componentele microretelei, sau algoritmi decentralizati, implementati la nivelul fiecaror componente, care beneficiaza de semnale si masuratori locale, iar pe baza acestora isi definesc modul de functionare. De asemenea se pot folosi algoritmi care permit agregarea unor componente si definirea unui set care operareaza dupa aceleasi caracteristici, fiind considerate, virtual, o singura componenta.

De asemenea, la nivelul componentelor trebuie implementate strategii de conducere care permit conectarea la reteaua electrica comuna, a sincronizarii cu reteaua de curent alternativ, a definirii functionarii in caz de avarie si a serviciilor pe care aceste componente trebuie sa le asigure. Modelarea/simularea unor convertoare, c.c. – c.a., ca elemente de baza intr-o retea microgrid, cu scopul evaluarii peroformantelor energetice : In raport sunt prezentate trei dintre topologiile care au facut obiectul modelarii/simularii (Fig 7.4, 7.5, 7.6).

Fig. 7.4. Convertorul H5 Heric.

17

Fig. 7.5. Curentul, tensiunea, puterea si

randamentul convertorului. Fig. 7.7. Convertor monofazat cu „soft swiching”.

Fig. 7.8. Curentul, tensiunea,

puterea si randamentul convertorului.

Fig. 7.9. Convertorul trifazat cu boost intermediar.

Fig. 7.10. Curentul, tensiunea, puterea

si randamentul convertorului.

Modelarea/simularea au avut in vedere o serie de configuratii de convertoare c.c.-c.a., pornind de la structura de tip HERIC(H5,H6) S-a continuat cu analiza a 5 convertoare a căror funcţionare are loc pe 3 niveluri (corespunzătoare fiecărei alternaţe), numite sugestiv: “Coolcept Converter“, „Cascade Boost-Switched-Capacitor Converter”, “5 Level Inverter”, “1 Phase 3L-NPC Converter”, “Soft switching Converter”. Tratarea fiecărui convertor s-a materializat prin analiza controlului, realizarea circuitului de simulare, modelarea elementelor de putere utilizate şi calcularea randamentelor, respectiv trasarea formelor de undă pentru curenţii şi tensiunile de la ieşire, corespunzătoare unor sarcini rezistiv-inductive. În urma simulărilor au fost trase concluzii referitoare la cele mai potrivite structuri utilizabile in cadrul retelelor de tip microgrid.

Modelarea/simularea surselor regenerabile de energie (vant sau hidro), prin sisteme de tip « Hardware in the Loop » :

Pentru a putea testa un sistem de turbina eoliana/hidro in diverse regimuri de functionare, a fost necesara realizarea (hard si soft) a unui simulator.

Structura sistemului prezentat in figura 7.11 contine: un simulator in timp real dSPACE (pentru implementarea caracteristicilor turbinei), invertor de tensiune (DTC) pentru alimentarea cu control de cuplu a unei maşini de inducţie trifazate (IM), echivalentul turbinei, generatorul (real) (PMSG) si sarcina.

Fig 7.11. Configuratia emulatorului hard si soft de turbina eoliana.

18

Sistemul a fost simulat in Matlab/Simulink, iar apoi a fost implementat in timp real folosind placa de control dSPACE. Semnalul de control (cuplul TImref ) este trimis ca si referinta prin dSPACE, invertorului, care returneaza in timp real cuplul (TIM) si turatia (ωIM) estimate, ale masinii de inductie.

Comportamentul sistemului a fost analizat prin compararea formelor de unda obtinute din imulare si experiment (figura 7.12), considerand o forma a vantului de tip treapta intre 10-9 [m/s] cu o perioada de 40 de secunde. Similitudinea formelor de unda, demonstreaza corecta functionare a emulatorului de turbina eoliana construit.

Avantajele folosirii unui astfel de emulator sunt: flexibilitate (pot fi testate o larga varietate de turbine eoliene si generatoare, fara investitii costisitoare si/sau construirea turbinelor); energia produsa de sistem poate fi foarte usor estimata; posibilitatea testarii: buclelor de control, convertoarelor de putere, elementelor de stocare, sarcinilor electrice, conectarii la retea etc.; folosirea emulatorului la diferite puteri, fiind necesara doar schimbarea anumitor componente (invertor, masina de inductie, generator) cu unele corespunzatoare puterii si cuplului dorit; modelare rapida.

Standul experimental este prezentat in Fig.7.13.

Figura 7.12.Rezultate obtinute din simulare (coloana din stanga) si experimental (coloana din dreapta).

Figura 7.13. Standul experimental.

Testarea in laborator a retelelor de timp MICROGRID inpune realizarea unor emulatoare

pentru sursele de energie. Emulatorul propus, modelat si testat, poate fi utilizat pentru simularea functonarii unei turbine de vant sau microhidro, in diverse regimuri, comandate prin intermediul calculatorului.

In concluzie, de subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei curente au fost realizate. De asemenea au fost elaborate un numar de patru lucrari stiintifice.

Bibliografie:

[1.1] Bej, A., Turbine de vânt (Wind turbines), Editura Politehnica, Timişoara, 2003. [1.2] Gipe P., Wind turbine basics, Chelsea Green Publishing Company, Vermont, USA, 2009. [1.3] Deservirea energetică a unei comunităţi locale utilizând curenţii de aer, Proiect MAVA 3416/21-036/2007, Parteneriat UEFISCDI 2007-2010. [1.4] Prospect „EOLTEC” France, 2010. [1.5] Prospect “FORTIS”, Netherlands Fortis Wind Energy. [1.6] AH-5kW Pitch Controlled Wind Turbine, China Best Products Wind turbine generators [1.7] Zidaru G., - Mişcări potenţiale şi hidrodinamica reţelelor de profile, Editura Didactica şi Pedagogică Bucureşti, 1981. [1.8] Abbott I. H., Doenhoff A. E., - Theory of Wind Sections, Dover Publications, Inc., New York 1958. [2.1] Octavian Popa, Mecanica fluidelor, vol I, II, Ed. Tempus, Timişoara, 2007 [2.2] Manea Adriana Sida, Complemente de hidrodinamica turbomaşinilor, vol I, Ed. Mirton, Timişoara, 2006 [2.3] M. Bărglăzan, Turbine hidraulice şi transmisii hidrodinamice, ed. Politehnica Timişoara, 2000. [2.4] C. Stroiţă, Identificarea dinamică a turbinelor cu dublu flux, Teză de doctorat, Univ. „ Politehnica” Timişoara. 2009. [2.5] M. Bărglăzan, About design optimization of cross-flow hydraulic turbines, Sci. Bull. „Politehnica” Univ. of Tmş. Trans on Mechanics Tom 50 (64) Fasc. 2, 2005. [3.1] B. Brennen and A. Ahbondanti, “Static exciters for induction generator”, IEEE Trans. Ind. Applicat., vol.IA-13,pp.42, Sept./Oct. 1977.422-428

19

[3.2] J. M. Elders, J. T. Boys,and J. I. Woodward, “Self excited Induction machine as small low-cost generator”, Proc. Inst. Elect. Eng.,pt. C, vol 131, No. 2, pp.33-41, Mar.1984. [3.3] R. Bonert and S. Rajakarna, “Self-excited induction generator with excellent voltage and frequency control”, Proc, Inst. Elect., Eng.,, pp. 33-39, Jan. 1998. [3.4] Olorunfemi Ojo and Innocent Ewean Davidson, “PWM-VSI Inverter-Assisted Stand-Alone Dual Stator Winding Induction Generator”, IEEE Trans. on Ind. Appl.,vol.36, N0.6, Nov./Dec. 2000. [3.5] Nicolae Budişan, Problems of Induction generator systems, editura Politehnica, Timi,oara -2003. [3.6] I., J. Hunt, „A new type of induction motors”,J. IEE, vol 38, pp. 648-677, 1907. [3.7] Dong Wang, Weiming Ma, Fei Xiao, Botao Zhang, Dezhi Liu and An Hu, „A Novel Stand-Alone Dual Stator-Winding Induction Generator With Static Excitation Regulation”, IEEE Trans. On Energy Conv., vol. 20, No.4, Dec. 2005. [3.8] Yong Li, Yuwen Hu, Wenxin Huang, Lingshun Liu and Yong Zhang, „The Capacity Optimization for the Static Excitation Controller of the Dual-Stator-Winding Induction Generator Operating in a Wide Speed Range”, IEEE Trans. On Ind. Electronics, vol.56, No.2, Feb. 2009. [3.9] D. Hadiouche, H. Razik, A. Rezoug, „Modelling of Double Star Induction Motor for Space Vector PWM Control”, ICEM 2000, 28-30 Aug. 2000, Espoo Finland. [4.1] Y. Chen, P. Pillay, A. Khan, PM wind generator topologies, IEEE Trans. Ind. Applicat., Vol. 41 (2005), No. 6, pp.1619-1626. [4.2] J. Pyrhönen et al., Permanent magnet technology in wind power generators, Proc. 19th Int. Conf. Electr. Mach. – ICEM 2010, CD-ROM, 6 pp. [4.3] H. Haraguchi, S. Morimoto, M. Sanada, Suitable design of a PMSG for a small-scale wind power generator, Proc. Int. Conf. Electr. Mach. Syst. – ICEMS 2009, CD-ROM, 5 pp. [4.4] Z. Guo, L. Chang, FEM study on permanent magnet synchronous generators for small wind turbines, Proc. CCECE / CCGEI, Saskatoon, Canada, 2005. [4.5] M. Andriollo et al., Permanent magnet axial flux disc generator for small wind turbines, Proc. 18th Int. Conf. Electr. Mach. – ICEM 2008, CD-ROM, 6 pp. [4.6] J.G. Wanjiku et al., A simple core structure for small axial-flux PMSGs, Proc. Int. Electr. Mach. Drives Conf. – IEMDC 2011, CD-ROM, 6 pp. [5.1] D. Sera, “Real-time Modelling, Diagnostics and Optimised MPPT for Residential PV systems,” PhD dissertation, Aalborg University Institute of Energy Technology, Denmark, January 2009 [5.2] R.C. Campbell, “A circuit-based photovoltaic Array model for Power System Studies”, Power Symposium NAPS’07, pp 97-101, 2007 [6.1] Seul-Ki Kim, Eung-Sang Kim, Jong-Bo Ahn, “Modeling and Control of a Grid-connected Wind/PV Hybrid Generation System”, 2005-2006 IEEE PES Transmission and Distribution Conference and Exhibition, Dallas, Texas, 2006, pp. 1202-1207. [6.2] Jiangui Li; Xiaodong Zhang; Wenlong Li, “An Efficient Wind-Photovoltaic Hybrid Generation System for DC micro-grid”, IEEE 8th International Conference on Advances in Power System Control, Operation and Management (APSCOM), Hong-Kong, China, 2009, pp. 1-6. [6.3] M. Dali, J. Belhadj, X. Roboam, “Theoretical and experimental study of control and energy management of a hybrid wind-photovoltaic system”, IEEE 8th International Multi-Conference on Systems, Signals and Devices (SSD), Sousse, Tunisia, 2011, pp. 1-7. [6.4] W. Caisheng, M.H Nehrir, “Power Management of a Stand-Alone Wind/Photovoltaic/Fuel Cell Energy System”, IEEE Transactions on Energy Conversion, vol. 23, 2008, pp. 957-967. [6.5] A. Testa, S. De Caro, R .La Torre, T. Scimone, “Optimal design of energy storage systems for stand-alone hybrid wind/PV generators”, IEEE 2010 International Symposium on Power Electronics Electrical Drives Automation and Motion (SPEEDAM), Pisa, Italy, 2010, pp. 1291-1296. [6.6] E. Koutroulis, K. Kalaitzakis, N.C. Voulgaris, “Development of a Microcontroller-Based, Photovoltaic Maximum Power Point Tracking Control System”, IEEE Transactions on Power Electronics, vol. 16, 2001, pp. 46-54. [6.7] W.D. Kellogg, M.H. Nehrir, G.Venkataramanan, V. Perez, “Generation unit sizing and cost analysis for stand-alone wind, photovoltaic, and hybrid wind/PV systems”, vol. 13, 1998, pp. 70-75. [6.8] F. Valenciaga, P.F. Puleston, “Supervisor control for a stand-alone hybrid generation system using wind and photovoltaic energy”, IEEE Transactions on Energy Conversion, vol. 20, pp. 398-405. [6.9] M.M. Badejani, M.A.S. Masoum, M. Kalantar, “Optimal design and modeling of stand-alone hybrid PV-wind System”, IEEE Australasian Universities Power Engineering Conference (AUPEC), Perth, Australia, 2007, pp. 1-6. [6.10] N.A. Ahmed, M. Miyatake, “A Stand-Alone Hybrid generation System Combining Solar Photovoltaic and Wind Turbine with Simple Maximum Power Point tracking Control”, CES/IEEE 5th International Power Electronics and Motion Control Conference, (IPEMC), Shanghai, China, 2006, pp. 1-7. [6.11] Y. M. Chen, Y. C. Liu, F. Y. Wu, Y. E. Wu, “Multi-Input DC-DC Converter Based on the Flux additivity”, 36th IEEE Industry Applications Society Annual Meeting Conference (IAS'01),October 2001, Vol. 3, pp. 1866-1873. [6.12] A. Napoli, F. Crescimbini, L. Solero, F. Caricchi, F. G. Capponi, “Multiple-Input DC-DC Power Converter for Power-Flow Management in Hybrid Vehicles”, 37th IEEE Industry Applications Society Annual Meeting Conference (IAS), 2002, Vol. 3, pp. 1578-1585. [6.13] Y.C. Liu, Y.M. Chen, “A systematic approach to synthesizing multi-input DC-DC converters”, IEEE Transactions on Power Electronics, 2009, Vol. 24, No. 1, pp. 116-127.

20

[6.14] Yan Li, Xinbo Ruan, Dongsheng Yang, Fuxin Liu, “Synthesis of multiple-input DC/DC converters”, IEEE Transactions on Power Electronics, 2010, Vol. 25, No. 9, pp. 2372-238. [6.15] M. Gavris, N. Muntean, O. Cornea, “Dual Input Hybrid Buck LC Converter”, IEEE 21st International Symposium on Power Electronics, Electrical Drives, Automation and Motion (SPEEDAM), Sorrento, Italy, 2012, pp. 309-314. [6.16] N. Muntean, M. Gavris, O. Cornea, “Dual Input, Small Power, PV and Wind Energy Conversion System”, 13st International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment (OPTIM), Brasov, Romania, 2012, pp. [6.17] B. Axelrod, Y. Berkovich, A. Ioinovici, “Switched- capacitors/ switched- inductor structure for getting transformerless hybrid DC-DC PWM converters”, IEEE Transactions on circuits and systems, March 2008, Vol. 55, No. 2, pp. 687- 696. [6.18] A. Mirecki; X. Roboam; F. Richardeau, ”Architecture Complexity and Energy Efficiency of Small Wind Turbines”, IEEE Transaction on Industrial Electronics, 2007, vol. 54, pp. 660-670. [6.19] T. Noguchi, S. Togashi, R. Nakamoto, “Short-Current-Pulse Based Adaptive Maximum-Power-Point Tracking for Photovoltaic Power Generation System”, Electrical Engineering in Japan, 2002, vol. 139, pp. 78-83. [7.1] Mohamed El-Ashry, "Renewables 2011 - Globa Status Report,"2011. [7.2] Leon Freris and Mohamed El-Ashry, Renewable Energy in Power Systems 2008. [7.3] AShot Melkonyan, "High Efficiency Power Supply using new SiC devices." 2007. [7.4] T. Funaki, J. C. Balda, J. Junghans, A. S. Kashyap, H. A. Mantooth, F. Barlow, T. Kimoto, and T. Hikihara, "Power Conversion With SiC Devices at Extremely High Ambient Temperatures," Power Electronics, IEEE Transactions on, vol. 22, no. 4, pp. 1321-1329, July2007. [7.5] B. Ray, J. D. Scofield, R. L. Spyker, B. Jordan, and R. Sei-Hyung, "High temperature operation of a dc-dc power converter utilizing SiC power devices,", 1 ed 2005, pp. 315-321. [7.6] Powersim.INC, "PSIM Manual," 2010. [7.7] Matthais Victor, Frank Greizer, Sven Bremicker, and Uwe Hubler, "United States Patent No: US 7,411,802 B2," Dec.8, 2008. [7.8] Gonzales Senosian, "European Patent Application No: EP 2 053 730 A1," Apr.29, 2009. [7.9] B. Burger and D. Kranzer, "Extreme high efficiency PV-power converters," 2009, pp. 1-13. [7.10] L. Czarnecki, D. Gutzeit, D. Schekulin, and A. Winter, "„Coolcept" - eine neue PV-Wechselrichter-Topologie für sehr hohe Wirkungsrade," 2010. [7.11] Steca Elektronik GmbH, "StecaGrid 3000 and StecaGrid 3600 Brochure," 2011. [7.12] B. Axelrod, Y. Berkovich, and A. Ioinovici, "A cascade boost-switched-capacitor-converter - two level inverter with an optimized multilevel output waveform," Circuits and Systems I: Regular Papers, IEEE Transactions on, vol. 52, no. 12, pp. 2763-2770, Dec.2005. [7.13] O. Abutbul, A. Gherlitz, Y. Berkovich, and A. Ioinovici, "Step-up switching-mode converter with high voltage gain using a switched-capacitor circuit," Circuits and Systems I: Fundamental Theory and Applications, IEEE Transactions on, vol. 50, no. 8, pp. 1098-1102, Aug.2003. [7.14] H. Nomura, K. Fujiwara, and M. Yoshida, "A New DC-DC Converter Circuit with Larger Step-up/down Ratio," 2006, pp. 1-7.