universitatea transilvania din brasov...solare, captatoare cu tuburi vidate sau sisteme de...

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAȚIONALE ȘI CERCETĂRII ȘTIINȚIFICE UNIVERSITATEA TRANSILVANIA DIN BRAŞOV

BRAŞOV, EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525

Universitatea Transilvania din Brasov Scoala Doctorala Interdisciplinara

Facultatea de inginerie electrică și știința calculatoarelor

Ing. Ioan DUCAR

Stocarea energiei regenerabile prin pomparea apei utilizând maşini

sincrone cu magneţi permanenţi

Renewable energy storage by pumping water using permanent

magnet synchronous machines

Conducător ştiinţific

Prof.dr.ing. Corneliu MARINESCU

BRASOV, 2016

MINISTERUL EDUCAŢIEI NAȚIONALE ȘI CERCETĂRII ȘTIINȚIFICE

UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525

RECTORAT

D-lui (D-nei) ..............................................................................................................

COMPONENŢA Comisiei de doctorat

Numită prin ordinul Rectorului Universităţii Transilvania din Braşov Nr. 8177 din 05. 10. 2016

PREŞEDINTE: Prof. Dr. Ing. Dănuț ILEA

CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: Prof. Dr. Ing. Corneliu MARINESCU REFERENŢI: Prof. Dr. Ing. Dan FLORICĂU Prof. Dr. Ing. Aurelian CRĂCIUNESCU Conf. Dr. Ing. Luminița CLOȚEA Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 12.12.2016, ora 12:00, sala U II 3 Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să le transmiteţi în timp util, pe adresa [email protected] Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de doctorat. Vă mulţumim.

CUPRINS (lb. romana)

Pg.

teza

Pg.

rezumat

LISTA DE NOTAŢII

LISTA DE ABREVIERI

INTRODUCERE 1 1

OBIECTIVELE TEZEI 2 2

ORGANIZARE TEZA 3 3

1. STOCAREA ENERGIEI UTILIZÂND POMPAREA APEI 4 4

1.1. Descrierea şi amplasarea CHEAP 4 4

1.2. Instalaţii de pompare 6 4

1.3. Pompe şi turbine hidraulice utilizate în instalaţiile CHEAP 9 6

1.3.1. Pompe hidraulice 9 6

1.3.1.1. Principiul de funcţionare al pompelor hidraulice 10 7

1.3.1.2. Pierderile la funcţionarea pompelor hidraulice 13 9

1.3.1.3. Factorii care influenţează alegerea unei pompe 14 10

1.3.2. Turbine hidraulice 15 10

1.3.2.1. Curbe caracteristice 18 12

1.3.2.2. Alegerea turbinelor reversibile 19 13

1.4. Concluzii 20 13

2. STOCAREA ENERGIEI EOLIENE UTILIZÂND POMPAREA APEI 22 15

2.1. Descrierea unui sistem de conversie a energiei eoliene în energie hidraulică 22 15

2.1.1. Sistemul de conversie, turbină eoliană – generator 23 15

2.1.2. Convertorul static al generatorului eolian 26 18

2.1.3. Sistemului de conversie motor – pompă 27 18

2.2. Conversia energiei eoliene în energie potenţială 29 19

2.2.1. Funcţionarea sistemului motor – pompă la turaţie variabilă 30 19

2.2.2. Conversia energetică a sistemului eolian – hidro 31 20

2.2.3. Pierderile care apar în lanţul de conversie eolian – hidro 35 23

2.2.4. Timpul de răspuns al CHEAP 36 23

2.2.5. Contorizarea energiei în regim de pompare/turbinare 36 24


3. MODELAREA ELEMENTELOR SISTEMULUI ELECTRIC DE

STOCARE A ENERGIEI EOLIENE PRIN POMPAREA APEI

39 26

3.1. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi 39 26

3.1.1. Modelul trifazat al maşinii sincrone cu magneţi permanenţi 39 26

3.1.2. Modelul bifazat al maşinii sincrone cu magneţi permanenţi 41 27

3.2. Schema de acţionare a MSMP antrenând o pompă centrifugală 43 28

3.2.1. Regulatorul de curent 45 29

3.2.2. Regulatorul de turaţie 47 31

3.2.3. Regulatorul de poziţie al rotorului 48 32

3.3. Convertorul static al MSMP 49 32

3.3.1. Redresorul 49 33

3.3.2. Filtrul Trece – Jos 51 34

3.3.3. Invertorul de tensiune 52 34

3.3.3.1. Invertorul cu două niveluri de tensiune 54 35

3.3.3.2. Tehnici de modulare a impulsurilor în durată (MID) 55 36

3.3.3.3. Supramodulaţia 62 38

3.3.3.4. Calculul pierderilor prin invertor 63 39

3.3.3.5. Comparaţie între tennica MID sinusoidal şi MID cu fazori spaţiali 64 39

3.4. Pompa centrifugală 65 40


4. SIMULAREA MODELULUI AUTONOM EOLIAN-HIDRO DE STOCA-

REA ENERGIEI PRIN POMPAREA APEI

69 42

4.1. Descrierea părţiilor componente ale sistemului autonom în Matlab Simulink 69 42

4.1.1. Modelul Matlab-Simulink al sistemului de stocare a energiei prin pompare 69 42

4.1.2. Turbina hidraulică 70 42

4.1.3. Pompa centrifugală 71 43

4.1.4. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi 72 43

4.1.5. Regulatoarele de curent 73 44

4.1.6. Regulatorul de turaţie 75 45

4.1.7. Blocurile de transformare de coordonate 76 45

4.1.8. Invertorul de tensiune 78 46

4.1.9. Blocul de comandă al inverorului 79 47

4.1.9.1. Tehnica de modulare PWM bazată pe undă purtătoare 79 47

4.1.9.2. Tehnica de modulare PWM bazată pe fazori spaţiali 83 47

4.2. Rezultatele obţinute în programul Matlab-Simulink în regim de pompă 89 52

4.3. Soluție particulară pentru stocarea energiei, utilizând o turbină hidraulică 93 55


5. REZULTATE EXPERIMENTALE 96 58

5.1. Modelul Matlab-Simulik implementat în programul dSPACE 96 58

5.2. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 2,2 kVA 101 61

5.3. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 4,5 kVA 104 63

5.4. Validarea rezultatelor experimentale 109 66


6. CONCLUZII FINALE. CONTRIBUŢII ORIGINALE. DISEMINAREA

REZULTATELOR. DIRECȚII VIITOARE DE CERCETARE

112 69

6.1. Concluzii finale 112 69

6.2. Contribuţii originale 115 72

6.3. Diseminarea rezultatelor 115 72

6.4. Direcţii viitoare de cercetare 116 73

BIBLIOGRAFIE 117 74

ANEXE

Anexa 1, Energia regenerabilă în lume şi în România

Anexa 2, Modele Matlab/Simulink® utilizate în simulări şi în dSPACE

Anexa 3, Caracteristicile maşinilor electrice utilizate în simulări şi experimente

Anexa 4, Lista de tabele

Anexa 5, Lista de figuri

Anexa 6, Index

Anexa 7, Program s-function

Anexa 8, Rezumat/abstract

Anexa 9, Curriculum vitae

TABLE OF CONTENTS

Pg.

Thesis

Pg.

Summ.

LIST OF SYMBOLS

LIST OF ABBREVIATIONS

INTRODUCTION 1 1

OBJECTIVES 2 2

THESIS STRUCTURE 3 3

1. THE ENERGY STORAGE USING WATER PUMPING 4 4

1.1. Description and location of CHEAP 4 4

1.2. The pumping installations 6 4

1.3. The pumps and the hydraulic turbines used in the CHEAP installations 9 6

1.3.1. The hydraulic pumps 9 6

1.3.1.1. The operating principal of the hydraulic pumps 10 7

1.3.1.2. The operating losses of the hydraulic pumps 13 9

1.3.1.3. The factors influencing the choice of a pump 14 10

1.3.2. The hydraulic turbines 15 10

1.3.2.1. The characteristic curves 18 12

1.3.2.2. Choosing of the reversible turbines 19 13

1.4. Conclusions 20 13

2. THE WIND ENERGY STORAGE BY WATER PUMPING 22 15

2.1. The description of a conversion system for the wind energy into hydraulic energy 22 15

2.1.1. The wind turbine-generator conversion system 23 15

2.1.2. The static convertor of the wind turbine generator 26 18

2.1.3. The pump-motor group conversion system 27 18

2.2. The wind energy conversion into potential energy 29 19

2.2.1. The operation of the motor-pump group system at variable speed 30 19

2.2.2. The energetic conversion of the wind-hydro system 31 20

2.2.3. The losses of the wind-hydro energetic chain 35 23

2.2.4. The response time of the CHEAP 36 23

2.2.5. Energy metering of the pumping/generating regime 36 24


3. THE ELECTRIC SYSTEM MODELING OF THE WIND ENERGY STORAGE

BY WATER PUMPING 39 26

3.1. The permanent magnet synchronous machine (PMSM) 39 26

3.1.1. The abc model of the PMSM 39 26

3.1.2. The dq model of the PMSM 41 27

3.2. The PMSM drive system with a centrifugal pump 43 28

3.2.1. The current controller 45 29

3.2.2. The speed controller 47 31

3.2.3. The rotor position controller 48 32

3.3. The static converter of PMSM 49 32

3.3.1. The rectifier 49 33

3.3.2. The low-pass filter 51 34

3.3.3. The voltage source inverter 52 34

3.3.3.1. Two level classic voltage inverter 54 35

3.3.3.2. Pulse width modulation techniques (PWM) 55 36

3.3.3.3. Overmodulation 62 38

3.3.3.4. The inverter losses 63 39

3.3.3.5. Comparison between the sine PWM and space vector modulation 64 39

3.4. The centrifugal pump 65 40


4. SIMULATION OF THE WIND-HYDRO AUTONOMOUS MODEL 69 42

4.1. The components description of the autonomous system in Matlab Simulink 69 42

4.1.1. The Matlab - Simulink model of the energy pumping storage system 69 42

4.1.2. The hydraulic turbine 70 42

4.1.3. The centrifugal pump 71 43

4.1.4. The permanent magnet synchronous machine 72 43

4.1.5. The current controllers 73 44

4.1.6. The speed controller 75 45

4.1.7. The transformation blocks 76 45

4.1.8. The voltage source inverter 78 46

4.1.9. The inverter command block 79 47

4.1.9.1. The sine PWM technique 79 47

4.1.9.2. The space vector modulation PWM technique 83 47

4.2. The results obtained from Matlab-Simulink program in pump regime 89 52

4.3. The particular solution for energy storage obtained from RES 93 55


5. THE EXPERIMENTAL RESULTS 96 58

5.1. The Matlab-Simulink model from dSPACE system 96 58

5.2. The experimental results obtained for a 2,2 kVA PMSM 101 61

5.3. The experimental results obtained for a 4,5 kVA PMSM 104 63

5.4. The validation of the experimental results 109 66


6. FINAL CONCLUSIONS AND THE PERSONAL CONTRIBUTIONS 112 69

6.1. Final conclusions 112 69

6.2. Original contributions 115 72

6.3. Dissemination of results 115 72

6.4. Further research directions 116 73

REFERENCES 117 74

APPENDICES

Appendix 1, The renewable energy in Romania and in world

Appendix 2, The Matlab/Simulink® models used in simulation and dSPACE

Appendix 3, The catalogue data of the PMSM

Appendix 4, List of tables

Appendix 5, List of figures

Appendix 6, Index

Appendix 7, Program s-function

Appendix 8, Abstract

Appendix 9, Curriculum vitae

INTRODUCERE

În ultimele decenii, rezerva de energie obţinută de la combustibilii fosili s-a diminuat

şi nivelul de poluare a crescut. Pentru aceasta s-a apelat tot mai intens la sursele regenerabile

de energie, asigurându-se în acest mod creşterea siguranţei în alimentarea cu energie a

consumatorilor. Utilizând sursele regenerabile de energie (SRE), importul de resurse ener-

getice s-a redus satisfacător. Producerea energiei electrice din energie curată se poate obţine

utilizând sistemele hibride de energie, concentrate în micro-generatoare şi micro-reţele[1-3].

În condiţiile exacte din România se pot lua în considerare următoarele tipuri de SRE:

energia solară, utilizată la producerea energiei electrice prin sisteme fotovoltaice,

mono- sau policristaline, respectiv producerea de căldură prin metode de conversie a

energiei solare în energie termică [3].

energia termică se poate obţine utilizând captatoare cu sau fără concentrarea radiaţiei

solare, captatoare cu tuburi vidate sau sisteme de încălzire solare pasive sau active cu

caracter direct sau indirect [4].

energia hidro, utilizată la producerea enegiei electrice prin conversia energiei

potenţiale a apei în energie electrică. Aproximativ 30 % din energia solară care ajunge

în atmosferă este consumată în circuitul hidrologic, care produce ploi şi energia

potenţială a apei din izvoarele de munte şi râuri. Puterea produsă într-o anumită peri-

oadă de timp de microhidrocentrale sau centrale este numită energie hidroelectrică [5].

energia eoliană, utilizată la producerea energiei electrice prin conversia energiei

cinetice a vântului în energie electrică. Energia electrică se obţine utilizând turbine

eoliene construite să funcţioneze la viteză variabilă. Din totalul de energie solară pe

care îl primeşte pământul, doar 1-2 % este transformată în energie eoliană [6].

energia bio, care provine din reziduuri vegetale, forestiere şi agricole, deşeuri din

prelucrarea lemnului şi alte produse. Producerea energiei se face prin arderea

biomasei, a biocombustibilului şi a biogazului. Energia biomasei poate fi obţinută prin

fotosinteză şi practic este inepuizabilă [7].

energia geotermală, care utilizează căldura din interiorul scoarţei, exploatabilă cu

tehnologii speciale de foraj şi extracţie.

Utilizarea surselor regenerabile de energie are avantajul durabilităţii lor şi al

impactului neglijabil asupra mediului ambiant. Potenţialul utilizabil al surselor regenerabile

din România este mult mai mic datorită limitărilor tehnologice, eficienţei economice şi a

restricţiilor de mediu.

Introducere

2

Acordurile de la Copenhaga (încheiat în anul 2009) şi de la Paris (încheiat în anul

2015) privind încălzirea globală, adoptate de liderii a treizeici de state industrializate şi

emergente, au ca scop limitarea încălzirii globale la 2 0C. Summitul de la Paris urmăreşte

ajutarea ţărilor mai vulnerabile la schimbările climatice. Acest acord prevedea o investiţie de

30 de miliarde de dolari pe termen scurt (anii 2010 - 2012) şi aproximativ alte 100 de miliarde

de dolari pe termen lung (până în anul 2020) pentru rezolvarea acestei probleme. Documentul

semnat solicita statelor dezvoltate şi celor în curs de dezvoltare să reducă emisiile gazelor cu

efect de seră până la sfârşitul lunii ianuarie 2010 [8]. Principalele puncte de dezacord au fost:

costurile legate de atenuare şi adaptarea la efectele schimbărilor climatice;

contribuţia fiecărei părţi la reducerea emisiilor, în spiritul principiului responsabilităţii

comune, dar diferenţiate.

În România, pe râul Olt, în sectorul Slatina – Dunăre, există hidroagregate reversibile turbină–

pompă instalate la căderi mici (H ~ 14 m), de tip Bulb cu puterea instalată de 13,7 MW fiecare.

Centralele hidroelectrice au fost proiectate să lucreze în regim de turbinare şi să debiteze energia

obţinută în sistemul energetic naţional (SEN), iar în regim de pompare să asigure irigarea unor

suprafeţe agricole din bazinul Oltului [9];

În judeţul Cluj, pe versantul stâng al Someşului Cald, în dreptul lacului de acumulare Tarniţa,

care serveşte ca rezervor inferior de acumulare, s-a dorit construirea unei centrale hidroelectrice cu

acumulare prin pompare (CHEAP). În acest sens, s-a realizat un proiect în două variante, având patru

grupuri reversibile turbină–pompa cu o putere instalată de 250 MW, respectiv trei grupuri reversibile

turbină–pompă cu puterea instalată de 335 MW [10]. Proiectul a fost gândit să fie în concordanţă cu

construcţia noilor grupuri de la Cernavodă, pentru a crea o disponibilitate mare de energie electrică în

SEN. Energia electrică disponibilă va fi folosită în perioada nopţii, în sărbatori legale şi la sfârşitul

săptămânii pentru stocarea energiei electrice sub formă potenţială .

Obiectivele tezei:

Obiectivul principal este proiectrea optimizată a unui sistem de stocare a energiei

regenerabile (SSER), utilizând maşini sincrone cu magneţi permanenţi în scopul creşterii

randamentului global al acestuia.

Obiective adiacente:

construirea unui simulator pentru sistemul SSER, în scopul definirii unei soluţii

optime din punct de vedere energetic;

conceperea sistemului de control al invertorului de tensiune utilizând teoria fazorilor

spaţiali;

Introducere

3

conceperea, proiectarea şi acordarea regulatoarelor de curent şi de turaţie pentru

sistemul de acţionare considerat;

crearea unui emulator pentru implementarea soft a SSER;

determinări experimentale pentru ridicarea caracteristicilor optime de funcţionare ale

SSER.

Organizare teză

În Capitolul 1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei sunt prezentate câteva

probleme legate de amplasarea centralelor hidroelectrice cu acumulare prin pompare, instalaţii de

pompare utilizate în circuit închis sau deschis. În acest capitol sunt prezentate câteva modele de

pompe şi turbine hidraulice, precum şi alegerea, aplicabilitatea şi funcţionarea lor.

Capitolul 2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei prezintă câteva probleme

legate de pomparea şi turbinarea apei în scopul stocării şi consumului energiei electrice. În prima

parte a capitolului sunt descrise părţile componente ale lanţului de conversie eolian–hidro. Partea

a doua descrie conversia energiei eoliene în energie hidraulică şi factorii implicaţi (pierderi,

timpul de răspuns).

În Capitolul 3. Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene

prin pomparea apei este tratată punctual modelarea matematico–fizică a elementelor lanţului de

conversie: convertorul de putere, maşina de acţionare a pompei centrifugale şi pompa centrifugală

(emulată cu ajutorul unei maşini asincrone trifazate funcţionând pe reţea autonomă).

Capitolul 4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin

pomparea apei prezintă detaliat părţile componente ale lanţului electroenergetic de conversie a

energiei regenerabile în energie electrică în programul Matlab-Simulink pentru sistemul autonom

considerat. Echipamentele care în capitolul anterior au fost modelate matematic vor constitui

blocuri de simulare pe baza ecuaţiilor din acest capitol.

În Capitolul 5. Rezultate experimentale sunt tratate şi interpretate rezultatele obţinute

experimental pentru sistemul de control dezvoltat cu care s-au efectuat simulările din capitolul

anterior pentru două maşini sincrone cu magneţi permanenţi (MSMP) diferite. Ambele au fost

proiectate să funcţioneze în regim de generator. Rezultatele au fost obţinute pe două standuri

experimentale după modelul realizat în Matlab Simulink şi implementat ulterior în programul

dSPACE.

Capitolul 6. Concluzii finale, contribuţii originale, diseminarea rezultatelor, direcţii

viitoare de cercetare este dedicat concluzilor finale, contribuţiilor personale, respectiv cercetărilor

posibile în viitor.

1. STOCAREA ENERGIEI UTILIZÂND POMPAREA APEI

1.1. Descrierea şi amplasarea centralelor hidroelectrice cu acumulare prin pompare

Centralele hidroelectrice cu acumulare prin pompare (CHEAP) pot fi realizate în

circuit deschis sau închis. Pentru CHEAP realizate în circuit închis (Fig. 1.1), apa este

recirculată continuu între o acumulare inferioară şi una superioară.

O CHEAP care funcţionează în circuit deschis are mai multe maşini energetice

comparativ cu centralele dispuse în circuit închis: motor, pompă, turbină şi generator. În Fig.

1.2, apa este pompată din bazinul inferior I prin conductele forţate 1 şi 2 în bazinul superior.

Apa coboară prin conducta forţată 3 la CHEAP II, unde este turbinată. Principalele surse de

pierderi sunt datorate evaporării şi scurgerii apei din bazinele sau lacurile de acumulare.

Întrucât cantitatea stocată de energie potenţială a apei este mare, şi pierderile de energie vor fi

mari [1.3].

1.2. Instalaţii de pompare

Fig. 1.1. Centrale hidroelectrice cu acumulare prin pompare în circuit închis [1.17].

Fig. 1.2. Centrale hidroelectrice cu acumulare prin pompare în circuit deschis [1.17].

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei

5

ar ZZH 0 , (1.1)

Pentru a stabili cu exactitate partea economică este necesră realizarea unei diagrame a

costurilor în raport cu durata de funcţionare în decursul unei zile.

Centralele subterane cu două etaje au

două căderi verticale de apă. Acestea pot avea

un rezervor suplimentar amplasat între

rezervoarele principale, pentru controlul

debitului din amonte. Schema unei instalaţii de

pompare a apei este prezentată în Fig. 1.3.

Rezervoarele din care se aspiră sau se

refuleză apa sunt aşezate la altitudini diferite şi

au presiuni diferite între ele, dar şi diferenţe de

presiune atmosferică. Înălţimea statică (H0) este

diferenţa de nivel dintre cota apei bazinului din

amonte (Zr) şi cota apei bazinului din aval (Za),

a bazinului de aspiraţie [1.5]:

rZ0H

aZ

rH

1Z2Z

aH

y

2p

1p

Fig. 1.3. Schema unei instalaţii de pompare [1.5].

Fig. 1.4. Schema de montare a conductei [1.18].

În instalaţiile de pompare, pentru

asigurarea unei presiuni constante în

instalaţia de pompare, se vor evita

montajele care permit formarea pungilor de

aer (Fig. 1.4).

Diametrul conductelor de refulare şi

de aspiraţie trebuie să fie cel puţin egal cu

orificiile pompei instalate. Atunci când sunt

utilizate conducte cu diametre superioare

îmbinate, raportul de conicitate a reducţiilor

concentrice nu trebuie să depăşească 1:10.

Conductele sunt dimensionate în raport cu

presiunea maximă.


6

1.3. Pompe şi turbine hidraulice utilizate în instalaţiile CHEAP

1.3.1. Pompe hidraulice

Pompa este o maşina hidraulică care transmite lichidului care o parcurge energia

mecanică a unei surse exterioare. Principala caracteristică a unei pompe este de a mări energia

lichidului. Cantitatea de energie obţinută poate fi influenţată de concepţia şi execuţia pompei.

În principiu, acţiunea unei pompe asupra lichidului poate fi: dinamică, caracterizată de

pompa centrifugală, sau statică, caracterizată de pompa cu piston.

Fig. 1.5. Diagrama economică a investiţiei [1.14].

În Fig. 1.5 sunt prezentate diagra-

mele cheltuielilor, reprezentate printr-o

pantă constantă, precum şi costul energiei

consumate. Salturile verticale reprezintă

cheltuielile de întreţinere, dobânzile şi

amortismentele.

Caracteristica A are cost iniţial

ridicat cu cheltuieli de întreţinere şi

combustibil reduse. Investiţia B are cost

iniţial ridicat, întreţinere scumpă şi

cheltuieli de combustibil reduse.

Investiţia C are cost iniţial mijlociu

şi cheltuieli pentru combustil reduse. Caracteristica D prezintă cost iniţial redus şi

cheltuieli pentru întreţinere şi combustibil ridicate. Punctele de intersecţie dintre

caracteristicile diagramei determină momentul când o maşină de antrenare devine

neeconomică în comparaţie cu alta.

Tabelul 1.1. Coeficienţii de multiplicare ai puterii pompei [1.5].

Puterea absorbită la arborele pompei.

[kW]

Coeficienţii de multiplicare ai puterii pompei.

H 0,8·H 0,5·H

0,1 – 3,0 1,25 1,50 1,80

3,5 – 7,5 1,18 1,40 1,60

8 – 37,5 1,15 1,35 1,45

38 – 75 1,12 1,30 1,40

> 75 1,09 1,25 1,35


7

1.3.1.1.Principiul de funcţionare al pompelor hidraulice

Funcţionarea unei pompe în regim asemănător, dar la turaţii diferite, se poate

extrapola în baza urmatoarelor relaţii [1.1]:

,;;3

2

1

2

12

2

1

2

1

2

1

2

1

nn

PP

nn

HH

nn

QQ

p

p (1.6)

unde: Q1, Q2 – debite, ; H1, H2 – diferenţe de nivel, Pp1, Pp2 – puteri, n1 şi n2. – turaţii.

Din relaţiile prezentate anterior se înţelege că raportul debitelor pompei la diferite

turaţii este egal raportul turaţilor lor, raportul diferenţelor de nivel este egal cu raportul

turaţilor la puterea a doua şi raportul puterilor pompei este egal cu raportul turaţilor la puterea

a treia.

La pompele centrifugale, când arborele este antrenat de la o sursă exterioară, se

transmite rotorului o mişcare de rotaţie; lichidul care se găseşte în contact cu rotorul este

dirijat către periferia acestuia datorită forţei centrifugale care acţionează asupra lui. Palele

rotorului vor dirija traiectoria lichidului, astfel încât la ieşirea din rotor acesta va poseda o

energie cinetică, care ulterior va fi transformată în energie potenţială de presiune.

Clasificarea pompelor centrifugale se poate face astfel:

a. După natura lichidului: se cunosc pompe centrifugale pentru lichide obişnuite (apă,

ulei) şi pompe centrifugale pentru lichide speciale (nocive, inflamabile);

Fig. 1.6. Domeniile de utilizare a pompelor [1.7].

Semnificaţia notaţiilor din figura

alăturată arată domeniile de utilizare a

următoarelor tipuri de pompe: 1. Pompe

centrifugale mono- şi multietajate. 2.

Pompe axiale. 3. Pompe cu canale laterale

şi perifiale. 4. Pompe volumice. Primele

trei categorii de pompe au un domeniu de

utilizare larg.

Aceste diagrame reprezintă

restricţii, împreună cu criteriile de optimi-

zare (randament maxim; consum minim

de material). Aşadar, fiecare maşină trebuie să se potrivească cu parametrii funcţionali [1.8].


8

b. După flux. În funcţie de presiune pompele pot fi: monoetajate şi multietajate. În cazul

în care se urmăreşte obţinerea unei presiuni înalte sunt utilizate mai multe rotoare

montate pe un arbore comun, parcurse de lichid în serie. Aşadar, presiunea totală a

pompei este repartizată la mai multe rotoare;

c. După rapiditatea rotorului. Pompele centrifugale pot fi construite în funcţie de forma

rotorului, fiind axiale şi radiale. Pompele radiale pot avea rotor radial sau rotor

Francis;

d. După execuţia pompei. În funcţie de utilizare, pompele pot fi: normale, de adâncime,

speciale sau autoaspiratoare.

Turbo-pompele sau pompele centrifugale sunt folosite pentru înălţimi mari şi debite

relativ mici. Curbele caracteristice se obţin prin intersecţia suprafeţelor caracteristice (a

puterii, a randamentului) cu planele de turaţie constantă (n = constant). Curbele pot fi: de

sarcină, H = H(Q); de putere, P = P(Q); de randament, η = η(Q); de cavitaţie, NPSH =

NPSH(Q) (Fig. 1.7).

Există două categorii de factori care influenţează curbele caracteristice de funcţionare

a turbo-pompelor: factori externi, care sunt în legătură cu tipul şi proprietăţile fluidului ce

trece prin pompă, şi factori interni, care ţin de tipul şi de construcţia pompei alese.

Fig. 1.7. Curbele caracteristice ale unei turbo-pompe centrifugale [1.10].


9

Caracteristica de lucru a pompei corespunde energiei raportate la greutate, pe care o

poate da atunci când transportă fluidul cu debitul Q.

1.3.1.2.Pierderile la funcţionarea pompelor hidraulice

Pierderile care intervin în fucţionarea pompelor hidraulice pot fi exprimate prin: debit

(acestea conduc la micşorarea randamentului volumetric), prin diferite neetanşeităţi, prin

frecări hidraulice în diferite organe, pierderi mecanice şi pierderi de înălţime, care conduc la

micşorarea randamentului hidraulic. Randamentul hidraulic al pompei este raportul dintre

înălţimea geometrică şi înălţimea statică majorată cu pierderile de înălţime din pompă [1.5]:

,hpg

ghp hH

H

(1.8)

unde: ηhp – randamentul hidraulic al pompei, Hg – înălţimea geometrică, hhp – înălţimea

statică majorată cu pierderile din pompă. Pentru ca randamentul total al pompei să fie

performant trebuie ca ηhp > 0,9. Pierderile mecanice introduc randamentul mecanic al pompei:

,mpnp

npmp PP

P

(1.9)

unde: Pnp – puterea necesară acţionării pompei fără pierderi, ΔPmp – pierderile mecanice.

Cunoscând debitul net al pompei şi pierderile acesteia, se calculează randamentul

volumetric:

Fig. 1.8. Punctul de funcţionare energetică [1.10].

Atunci când energia cedată de

pompă este egală cu energia utilă pentru

funcţionarea instalaţiei, pentru acelaşi

debit calculat, va exista un punct optim

de funcţionare.

Punctul de fucţionare energetică

este situat la intersecţia curbelor

caracteristice ale pompei (Fig.1.8).

Acesta este determinat de punctul

maxim de randament pe care l-a atins

maşina hidraulică.


10

prpvp nVk

Q

0 , (1.10)

unde: kv – constantă pentru determinarea randamentului volumetric, Vrp – volumul refulat

într-un ciclu dependent de forma şi de dimensiunile geometrice ale pompei, np – turaţia

pompei.

Randamentul total al pompei va fi:

pmphpp 0 , (1.11)

1.3.1.3.Factorii care influentează alegerea unei pompe

Prin alegerea pompei hidraulice se impune asigurarea condiţiilor de debit şi de

presiune a lichidului în raport cu înălţimea de pompare. Totodată se urmăreşte ca parametrii

pompei să fie în concordanţă cu parametrii instalaţiei de pompare. Factorii care influenţează

alegerea unei pompe sunt:

debitul necesar de fluid, Q;

înălţimea de pompare a instalaţiei, H;

lichidul pompat (apa, produse petroliere, produse chimice);

proprietăţile fizico-chimice ale lichidului (greutate specifică, temperatură, vâscozitate,

presiune de vaporizare, agresivitate);

condiţiile de aspiraţie (presiunea barometrică, nivelul minim sau maxim al sursei);

condiţii locale (altitudinea terenului, distanţa de la pompă la sursă);

natura energiei de antrenare a pompei (tipul motorului de antrenare şi parametrii lui).

Raportat la randament, pompele centrifugale în comparaţie cu alte tipuri de pompe, au

urmatoarele avantaje:

au construcţie mai compactă şi gabaritul raportat la puterea lor;

ocupă spaţii mici în sala maşinilor;

au preţ de cost redus, exceptând modelele care sunt construite la presiuni reduse;

nu sunt sensibile la lichide cu impurităţi;

cheltuielile de întreţinere sunt mici.

1.3.2. Turbine hidraulice

Turbinele hidraulice pot fi acţionate direct dacă sunt montate pe cursul apei sau printr-

o conductă forţată de apa acumulată într-un bazin în amonte. În cazul în care nu există un


11

rezervor de acumulare al apei şi centrala este construită în lungul râului, debitul este constant

în intervale scurte de timp sau chiar sezonier.

Energia potenţială a apei poate fi transformată în energie mecanică utilizându-se

turbinele hidraulice, prin două metode principale:

Prima metodă, atunci când presiunea apei aplică o forţă pe palele rotorului turbinei,

care scade odată cu trecerea apei prin turbină. Fenomenul este definit ca reacţiune sau

ca suprapresiune;

A doua metodă, atunci când energia apei este trasformată în energie cinetică sub forma

unui jet de mare presiune care loveşte palele rotorului, punând în mişcare turbina

hidraulică. Acest fenomen este întâlnit la turbinele cu acţiune sau de impuls.

În Fig. 1.9 a şi b sunt prezentate două tipuri de turbine. Turbina de impuls este cea la

care unul sau mai multe jeturi lovesc cupele dispuse la periferia rotorului. Fiecare jet este

eliberat printr-o duză cu ac pentru controlul debitului. Altă turbină este cu reacţiune, care îşi

poate ajusta palele rotorului pentru a câştiga cât mai mult din energia potenţială a apei. Când

debitul apei este scăzut turbina cu reacţiune îşi va modifica unghiul palei astfel încât

presiunea exercitată pe palele acesteia să fie maximă.

Clasificarea turbinelor hidraulice se poate face:

a. După principiul de funcţionare, se cunosc: turbine cu acţiune sau de egală presiune

(Pelton, Turgo, Crossflow) şi turbine cu reacţiune sau de suprapresiune (Francisc,

Kaplan, Bulb).

Turbinele de egală presiune transformă energia potenţială a apei în energie cinetică

până la ieşirea din statorul turbinei, iar rotorul va prelua această energie. Turbinele Pelton se

încadrează în debite relativ mici şi căderi mari. Puterea hidraulică maximă este de 420 MW.

Turbinele de mare presiune transformă energia potenţială a apei în energie cinetică a

rotorului, în interiorul turbinei. Turbinele Kaplan sunt realizate pentru debite mari şi căderi

mici.

Fig. 1.9a. Turbina cu acţiune sau de impuls [1.19].

Fig. 1.9b. Turbina cu reacţiune [1.20].


12

În tabelul 1.2 sunt prezentate cele mai utilizate tipuri de turbine hidraulice şi valorile

minime şi maxime ale parametrilor specifici.

Grupurile reversibile turbină-pompă utilizate în circuit închis au turbine la care se

poate face controlul palelor directoare, pentru obţinerea unui randament superior (Fig. 1.6).

Înlocuirea turbinelor clasice cu unele moderne poate diminua costurile instalaţiei

hidraulice, renunţând la vanele de admisie cu control automat.

1.3.2.1.Curbe caracteristice

Utilizând o funcţie matematică prin care pot fi exprimaţi parametrii hidraulici (debit,

căderea netă), parametrii mecanici (putere, turaţie, cuplu), randamentul, precum şi parametrii

specifici modelului de turbină ales (deschiderea palei de aparatul director, unghiul de aşezare

al palelor rotorice, coeficientul de cavitaţie al lui Thoma) se poate construi un sistem care va

pune în funcţiune turbina hidraulică [1.16]:

Tabelul 1.2. Tipuri de turbine hidraulice cu acţiune şi cu reacţiune [1.7], [1.10]. Crt. Tip Turbină Debit Înălţime Putere Randament Turaţie [m3/s] [m] [MW] [%] [rpm]

Turbine cu acţiune.

1.1 Pelton 1-83 50-1869 0,44-423 90-93 14-58 1.2 Micro-Pelton 0,02-1 30-400 0,002-1 20-53 1.3 Turgo 1-10 50-260 0,44-4,4 max 90 22-33 1.4 Bánki 0,02-10 1-200 0,001-1,5 80-86 35-513

Turbine cu reacţiune. 2.1 Kaplan 1-980 1-80 0,009-217 92-94 214-860 2.2 Micro-Kaplan 0,18-1 1,5-10 0,002-0,83 2.3 Elicoidală 9-55 0,5-100 364-900 2.4 Axiană Bulb 1,2-695 1-22 0,13-68 90-94 632-960 2.5 Axială Straflo 7,5-887 4,9-36,5 1-98 2.6 Francis 0,5-980 11-750 0,5-978 90-95,6 13-485 2.7 Micro-Francis 0,05-1 20-150 0,008-1,25 max 90 52-291 2.8 Dériaz 1,5-500 20-150 0,27-677 max 92 144-450

Modificarea unghiului palelor

turbinei hidraulice cu ± 30 grade va

permite obţinerea unui randament superior

grupului motor-pompă, cu toate că

majoritatea vanelor de admisie pot fi

controlate automat, reglându-se debitul

apei prin conducta forţată.

Fig. 1.10. Ajustarea palelor turbinei [1.20].


13

0,,,,,,, 00 TnPHQf , (1.16)

unde: α0 – deschiderea palei de aparatul director, β0 – unghiul de aşezare al palelor rotorice,

σ – coeficientul de cavitaţie a lui Thoma.

1.3.2.2.Alegerea turbinelor reversibile

Maşinile reversibile pot funcţiona consecutiv ca pompe sau ca turbine. Există turbine

axiale (Kaplan) şi radiale (Francis şi Dériaz). Coeficienţii funcţionali ai maşinilor reversibile

reprezintă raportul dintre parametrii (hidraulici, mecanici sau cavitaţionali) în regim de

turbinare şi parametrii în regim de pompare.

1.4. Concluzii

Schemele de amenajare ale CHEAP în circuit închis conţin mai puţine echipamente de

conversie a energiei, comparativ cu schemele de amenjare în circuit deschis. Durata de

amortizare a investiţiei a CHEAP în circuit deschis este mai mare. Pierderile de energie prin

stocarea apei în circuit deschis sunt mai mari, datorită evaporării apei.

Pomparea apei în circuit închis poate fi făcută de către maşina hidraulică reversibilă.

Atunci când consumul de energie este redus, maşina hidraulică funcţionează în regim de

pompă, convertind energia electrică disponibilă în energie potenţială. În timpul zilei, când

solicitările consumatorului casnic sunt mari, energia potenţială stocată va fi convertită în

energie electrică prin turbinare. Acest lucru va creşte siguranţa în alimentarea cu energie

electrică a consumatorului.

Proiectarea maşinilor hidraulice reversibile se face în regim de pompă. Conform

domeniului de utilizarea a pompelor arătat, pompele centrifugale au o gamă mai mare de

a. Turbina Kaplan. b. Turbina Francis.

Fig. 1.11. Caracteristicile primare pentru turbinele hidraulice [1.14].


14

utilizare. În instalaţiile unde debitul este scăzut, sunt utilizate pompe centrifugale multietajate

pentru a creşte presiunea în instalaţie şi, ulterior, randamentul. Comparativ cu alte tipuri de

pompe utilizate, pompele centrifugale au preţ de cost redus şi greutatea raportată la puterea

lor.

Conform tipurilor de turbine arătate, ca maşină revesibilă vor fi utilizate cele cu gama

de turaţie mai mare, pentru a evita montarea unui multiplicator de viteză. Un astfel de

echipament va conduce la un randament global mai mic şi la un preţ total al instalaţiei mai

mare. Randamentul turbinei depinde de parametrii hidraulici din instalaţie, dar şi de

parametrii geometrici ai modelului ales.

În regim de pompare, sarcina (înălţimea de pompare) scade invers proporţional cu

creşterea debitului. Randamentul unei pompe centrifugale este cuprins între 0,4 şi 0,9 unităţi

relative. Randamentul maxim al pompei este în funcţie de modelul şi de puterea pompei. În

regim de turbinare, debitul creşte proporţional cu sarcina.

Intersecţia caracteristicii de sarcină a instalaţiei, H = H(Q), cu caracteristica de sarcină

a turbinei va da punctul de funcţionare caracterizat prin debitul şi înălţimea la care

funcţioneză turbina. De aici, se poate stabili randamentul maxim al maşinii hidraulice

reversibile pentru ambele regimuri de funcţionare. Parametrii de sarcină ai pompei trebuie să

fie cât mai apropiaţi de parametrii instalaţiei. Atunci când pompa este utilizată în regim de

turbină, debitul trebuie să fie menţinut constant.

Constructorul de maşini reversibile garantează performanţele energetice prin datele

prezentate în catalog. Mărimile caracteristice în regimul de funcţionare ca pompă sunt

înălţimea (H) şi debitul (Q) iar în regim de turbină, debitul (Q) şi turaţia (n).

2. STOCAREA ENERGIEI EOLIENE UTILIZÂND POMPAREA APEI

2.1. Descrierea unui sistem de conversie a energiei eoliene în energie hidraulică

Energia electrică furnizată la consumator este influenţată de condiţiile de producere şi

de fiabilitatea echipamentelor care o produc. Întrucât energia eoliană are un caracter variabil,

stabilitatea unui sistem electroenergetic poate fi echilibrată de elemente de stocare pe termen

lung. În perioadele când consumul de energie electrică este mic, energia eoliană va fi stocată

sub formă de energie hidraulică (Fig. 2.1). Conversia energiei eoliene în energie hidraulică

implică pierderi relativ mari. Din punct de vedere economic, energia eoliană este gratuită.

2.1.1. Sistemul de conversie Turbină Eoliană – Generator

Turbina eoliană. Echipamentul de conversie este constituit din: turbina eoliană,

anemometru, girueta, cutia de viteze şi generatorul sincron cu magneţi permanenţi (GSMP) şi

elemente electro-mecanice ale circuitului de forţă (cutia de viteze). În afară de acestea, mai

sunt elementele de protecţie şi control. În Fig. 2.2 sunt prezentate detaliat elementele

principale ale ansamblului turbină-generator.

Palele rotorului sunt confecţionate din materiale care au densitatea mică, pentru un

control aerodinamic mai bun. Pot fi în număr de două sau trei, dispuse pe circumferinţa

rotorului. Cu cât suprafaţa lor este mai mare, cu atât şi cantitatea energiei cinetice obţinute va

fi mai mare. Puterea turbinei eoliene se măreşte proporţional cu diametrului ariei parcurse de

palele turbinei eoliene la puterea a doua şi cu viteza vântului la puterea a treia. Energia

cinetică este proporțională cu pătratul vitezei vântului; atunci când viteza vântului crește de

două ori, energia cinetică se dublează. Puterea produsă de o turbină eoliană depinde, însă, de

cubul vitezei vântului.

Butucul poate fi format dintr-un sistem aerodinamic (pasiv) sau hidraulic (activ) sau

mixt. Sistemul activ permite rotirea nacelei și modificarea unghiului de înclinare al palelor, în

scopul de a controla turaţia turbinei eoliene.

Fig. 2.1. Sistem autonom de stocare a energiei eoliene.

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei

16

Arborele turbinei, care este aşezat între turbină şi cutia de viteze, este numit arbore

primar. La puteri mari (de ordinul MW), viteza axului turbinei nu poate depăşi 40 rpm. Prin

intermediul multiplicatorului de viteză se transmite mişcarea către arborele secundar.

Cutia de viteze are rolul de a creşte turaţia la arborele generatorului iar cuplul va

scădea proporţional cu turaţia. Cutia de viteze poate avea una sau mai multe trepte de viteză şi

asigură conexiunea între arborele turbinei şi arborele generatorului.

Arborele generatorului, care este aşezat între cutia de viteze şi generator, este numit

arbore secundar, fiind echipat cu un sistem de frânare mecanică cu disc, cu rol de a limita

viteza turbinei când viteza vântului creşte excesiv.

Sistemul de răcire are rolul de a menţine temperatura multiplicatorului de viteză şi a

generatorului sub valoarea maximă predefinită. Răcirea poate fi făcută cu ulei pentru

multiplicatorul de viteză. Generatorul electric poate avea ventilaţie naturală sau forţată.

Regulatorul este sistemul electronic de control. Prin măsurarea în timp real a

caracteristicilor vântului, regulatorul asigură pornirea şi oprirea lină a grupului turbină-

generator. În acest timp, se va modifica unghiul palelor rotorului, în scopul extragerii energiei

maxime din energia vântului.

Generatorul electric asigură conversia energiei mecanice în energie electrică.

Generatoarele utilizate pot fi de tip asincron sau de tip sincron, clasic sau cu magneţi

permanenţi.

Energia cinetică este generată

de energia vântului, care transferă

energia aerului ce trece prin rotorul

turbinei spre palele rotorului. Această

energie va fi transformată ulterior în

energie mecanică prin intermediul palelor

turbinei. În funcţie de informaţiile pe

care le primeşte blocul de control de la

dispozitivele de măsurare a vitezei şi

direcţiei vântului, planul de rotaţie al

rotorului este adus perpendicular pe

direcţia vântului. Fluxul de aer rezultat

Fig. 2.2. Elementelor turbinei eoliene [2.16]. pe pala rotorului va produce o diferenţă de presiune între partea palei expusă vântului şi

partea opusă ei, care ulterior va da o forţă de împingere, punând rotorul în mişcare [2.1].


17

Nacela este construită în formă aerodinamică, are greutate scăzută şi rezistenţă

mecanică ridicată. La turbinele de putere mare sau la cele aşezate dincolo de ţărm, mentenanţa

dispozitivelor aşezate în interior se realizează acolo.

Pilonul este construit dintr-un material dur şi aşezat în fundaţie. Pilonul susţine

ansamblul turbină-generator.

În nacelă pot fi montate şi convertoare electronice pentru control tensiunii şi al

frecvenţei generatorului. Turbinele eoliene cu puteri instalate peste 3 MW au şi transformator

de medie tensiune.

Controlul sistemului de acționare al lantului de conversie se realizează prin

intermediul traductoarelor care măsoară viteza și direcția din care bate vântul. Acestea sunt:

Anemometrul, care măsoară în timp real viteza vântului, care va fi convertită ulterior

întrun semnal de tensiune sau curent şi care ulterior va fi aplicat regulatorului.

Girueta sau anemoscopul, care indică direcţia vântului şi transmite sistemului de

comandă datele măsurate.

Dacă viteza vântului creşte excesiv, sau dacă este prea scăzută, sistemul de orientare al

nacelei va scoate sau va introduce turbina în direcţia vântului, prin sistemul pivotant.

Turbinele eoliene construite la viteză variabilă pot extrage energia cinetică maximă

din energia vântului, prin sistemul de controlul prin care turbina poate fi scoasă sau introdusă

în direcția vântului, respectiv prin controlul palelor turbinei. Puterea obţinută la bornele

generatorului variază cu viteza vântului.

Avantajele utilizării turbinei eoliene la viteză variabilă:

Reducerea nivelului de zgomot, prin controlul dinamic al palelor şi al nacelei în raport

cu viteza vântului;

Reducerea solicitărilor electrice (variaţii ale curentului şi tensiunii la bornele

generatorului) şi mecanice (la arborele principal şi secundar al cutiei de viteze);

Obţinerea unei puteri mai mari la bornele generatorului, în comparaţie cu alt tip

constructiv de turbine eoliene.

Dezavantajele turbinelor construite la viteză variabilă:

Pierderi electrice suplimentare, datorate interconectării convertoarelor de putere.

Întrucât randamentul convertoarelor este foarte ridicat (97–99 %), la puteri mari aceste

pierderi sunt insesizabile.

Au preţ de cost ridicat, comparativ cu turbinele construite la turaţie fixă.

Un sistem foarte complex poate avea probleme de fiabilitate.


18

2.1.2. Convertorul static al generatorului eolian

În cazul studiat, convertorul electronic realizează interfaţa dintre sistemul turbină –

generator şi sistemul motor-pompă hidraulică, pentru controlul puterii electrice transferate.

Convertorul realizează controlul tensiunii şi al curentului la bornele motorului de antrenare,

prin intermediul unui algoritm predefinit. Convertoarele pot fi construite în raport cu nivelul

de putere cerut şi utilizate pentru diferite modele de maşini de curent alternativ. Controlul

acestor convertoare poate fi: control scalar sau vectorial, în buclă închisă, deschisă sau fără

senzori [2.3].

2.1.3. Sistemul de conversie Motor-Pompă

Convertorul electromecanic. Pentru antrenarea pompei centrifugale este ales un

motor electric în raport cu eficienţa, preţul şi fiabilitatea lui. Un motor cu un randament ridicat

poate creşte randamentul întregului sistem de acţionare.

În maşina cu magneţi permanenţi se poate controla fluxul din întrefier prin intermediul

componentei reactive a curentului (id), întrucât fluxul magneţilor permanenţi rămâne constant

[2.6].

Pompa centrifugală transformă energia potenţială a apei în energie cinetică printr-o

mişcare de rotaţie generată de motorul care o antreneză. Caracteristicile pompelor centrifugale

sunt exprimate prin [1.5], [1.12], [1.15]:

Înălţimea de pompare H: reprezintă creşterea conţinutului de energie utilă a

lichidului, raportată la unitatea de greutate.

Înălţimea manometrică Hm: reprezintă valoarea indicată de manometru, montat la

gura de refulare a pompei.

Pierderile în pompă. La pomparea unui anumit debit de lichid Q, care are greutatea

specifică γ, la înălţimea de pompare H se va efectua în fiecare secundă un lucru meca-

nic util, γ ∙ Q ∙ H. Datorită pierderilor interne, puterea absorbită de pompă este mai

mare. Acestea pot fi:

Pierderi hidraulice, din racordurile de aspiraţie şi refulare ale pompei. Acestea

rezultă în urma frecărilor lichidului de părţile interne ale pompei, care opun o anumită

rezistenţă la trecerea lichidului. Acestea apar în canalele rotorului şi ale roţii de conducere.

Pierderi prin interstiţiu, care sunt datorate neetanşeităţii. Acestea apar în locurile de

etanşare între rotor şi carcasă.


19

Pierderile prin frecarea rotorului sunt datorate mişcării centrifugale a rotorului

pompei submersibile. Puterea pierdută prin frecare este în funcţie de numărul lui Reynolds, de

rugozitatea suprafeţei, precum ṣi de raportul dintre raza carcasei şi diametrul discului pompei.

Pierderile prin schimb sunt datorate fenomenului de curgere înapoi a straturilor de

lichide, de la dispozitivul de conducere spre canalele rotorului pompei.

Puteri. Puterea interioară absorbită de pompă, Pi, cuprinde, în afară de puterea utilă

Pu, şi o putere necesară pentru învingerea pierderilor inferioare. Suma dintre puterea

interioară şi cea corespunzătoare pierderilor exterioare reprezintă puterea absorbită la

arborele pompei.

Randamente. În funcţie de pierderile interioare şi mecanice se pot distinge:

Randamentul hidraulic care este raportul dintre înălţimea de refulare reală şi

înălţimea de refulare teoretică. Acest randament depinde de pierderile hidraulice din rotor şi

de dispozitivul de conducere a lichidului, dar şi de canalele de legătură la racordurile pompei.

Randamentul volumetric care este calculat în raport cu pierderile de debit prin

interstiţii. Este dat de raportul dintre debitul real al pompei şi cantitatea de lichid care curge

prin rotor.

Randamentul mecanic care este dat de raportul dintre puterea interioară transmisă

lichidului şi puterea absorbită la arborele pompei (Fig.2.10, 2.11).

Randamentul instalaţiei de pompare ηip:

trmotspip , (2.2)

unde: ηsp – al condiţiilor speciale, ηm – al motorului, ηtr – al transmisiei, η – al pompei.

2.2. Conversia energiei eoliene în energie potenţială

2.2.1. Funcţionarea sistemului motor – pompă la turaţie variabilă

În cazul de faţă, energia sursei de alimentare are caracter variabil, fiind dependentă de

energia vântului. Adaptarea sistemului motor – pompă trebuie să se facă funcţie de puterea

electrică maximă disponibilă la bornele generatorului eolian, de frecvenţă şi de tensiune.

Acţionarea sistemului la turaţie variabilă este realizată prin convertor, care permite ajustarea

puterii electrice obţinute, reducerea regimurilor tranzitorii electrice, mecanice şi hidraulice

prezente la pornirea şi oprirea agregatului. Regimurile tranzitorii electrice pot crea un

dezechilibru în transferul energiei la consumator, respectiv cele mecanice prin şocuri în

circuitul cinematic de conversie al instalaţiei.


20

Pentru turbinele proiectate la viteză variabilă şi control activ, unghiul de control al

palei se modifică odată cu creşterea vitezei vântului, obţinându-se pentru fiecare caracteristică

de putere a turbinei eoliene un Cp maxim.

2.2.2. Conversia energetică a sistemului eolian – hidro

Fiecare conversie efectuată dintr-o formă energie într-o altă formă de energie va

genera pierderi. În Fig. 2.6. sunt arătate toate tipurile de pierderi care apar la conversia

energiei eoliene în energie hidraulică. Randamentul teoretic maxim al conversiei energiei

eoliene în energie cinetică este de maxim 59 %. Scăzând toate pierderile din lanţul energetic

studiat, randamentul total va fi:

pompcvmotconvgencvptot C .... , (2.3)

unde: Cp – coeficientul de putere al turbinei, ηcv – randamentul cutiei de viteză, ηgen –

randamentul generatorului electric, ηconv. – randamentul convertorului static, ηmot. –

randamentul motorului electric, ηpomp. – randamentul pompei centrifugale.

Pe măsură ce viteza vântului creşte (V)

coeficientul de putere (Cp) se deplasează de-a

lungul curbei A, după săgeata roşie. Chiar

dacă viteza vântului creşte în continuare, Cp

nu poate depăşi valoarea la care a fost

proiectată turbina la turaţie fixă. Curba de

culoare verde arată avantajul turbinei la

turaţie variabilă.

Fig. 2.4. Controlul unghiului palei [2.17].

Curba de putere a turbinei eoliene la

turaţie variabilă poate fi în concordanţă cu

caracteristica de putere a pompei hidra-

ulice, antrenate la turaţie variabilă. Atunci

când caracteristica de putere a pompei

hidraulice se suprapune peste punctele de

putere maximă ale turbinei eoliene (Fig.

2.5.), regimul de funcţionare este optim.

Fig. 2.5. Caracteristicile turbinei şi ale pompei [2.15].


21

Randamentele prezentate în schema lanţului de conversie eolian – hidro sunt date

nominal de către producător. Acestea pot fi influenţate de modul de control al acţionării, de

condiţiile meteorologice şi de consumator. Randamentul cutiei de viteză se încadrează între

95 şi 98 %, al generatorului cu magneţi permanenţi între 90 şi 95 %, al convertorului static

între 95 şi 98 %, al motorului cu magneţi permanenţi între 90 şi 96,5 % şi al pompei

centrifugale între 85 şi 90 %. Randamentul maşinii sincrone cu magneţi permanenţi depinde

de parametrii nominali [2.8].

Înlocuind valorile de randament nominale ale fiecărui element din lanţul de conversie

în relaţia 3.3, randamentul maxim obţinut ar putea fi:

27,088,095,094,0965,094,095,04,0 tot . (2.4)

Primele condiţii pentru a creşte randamentul lanţului de conversie sunt calitatea,

performanţa şi fiabilitatea echipamentelor. Prin controlul poziţiei unghiului palei turbinei

eoliene poate fi crescut coeficientul de putere maximă.

Fig. 2.6. Schema bloc a conversiei energetice eolian – hidro.

Fig. 2.7. Zona de randament maxim a pompei centrifugale [2.9].


22

Instalaţiile hidroelectrice cu acumulare prin pomparea apei, implementate la nivel

industrial, pentru puteri de ordinul MW au randament superior. Astfel, generatorul eolian,

respectiv motorul de antrenare al pompei, pot atinge un randament maxim de 97 %, cutiile de

viteză performante pot atinge 98 %, iar convertoarele statice de ultimă generaţie, care asigură

puterea momentană de la generator la motor, respectiv de la generator la consumator, pot

atinge 98-99 %. Pentru un coeficient de putere maxim 0,5 al turbinei eoliene şi o pompă

centrifugală cu randamentul de 90 %, randamentul maxim total al conversiei eolian-hidro

poate fi aproximativ 40 %.

În tabelul 2.1. sunt arătate datele de randament minim şi maxim obţinute în ciclul de

pompare şi turbinare pentru fiecare element în parte [2.14]. Aici este prezentată ultima parte

din lanţul de conversie, partea de stocare şi generare către consumator. Randamentul turbinei

eoliene nu este inclus în randamentul total obţinut.

În Fig. 2.10 şi 2.11 sunt arătate caracteristicile de randament ale maşinii hidraulice în

regim reversibil pentru o gamă largă de căderi şi putere de ieşire [2.14].

Viteza vântului este compusă din

suma a două componente. Prima compo-

nenta a vitezei vântului este cea de joasă

frecvenţă. A doua componentă reprezintă

turbulenţele vântului sau componenta de

înaltă frecvenţă. Distribuţia vitezei medii a

vântului poate fi calculată prin funcţia

Weibull în programul Matlab [2.13]. Fig. 2.9. Zonele de funcţionare ale turbinei [2.18].

Tabelul 2.1. Ciclul de eficienţă al instaţiei de pompare-turbinare [2.14].

Componenta Randament [%] Ciclul de pompare

Instalaţia hidraulică 98,0-98,6 Pompa centrifugală 90,0-92,0 Motorul cu magneti permanenţi 97,8-98,3 Convertorul static 98,0-99,0 Transformator 99,0-99,6 Total 83,68-87,39

Ciclul de turbinare

Instalaţia hidraulică 98,6-98,0 Turbina (pompa în regim reversibil) 75,0-91,0 Generatorul cu magneţi permanenţi 97,8-98,3 Convertorul static 98,0-99,0 Transformator 99,0-99,6 Total 70,16-86,44


23

2.2.3. Pierderile care apar în lanţul de conversie eolian – hidro

Pierderile prin evaporarea apei. Aceste pierderi apar doar în circuit deschis şi

depind de locaţia amplasării rezervoarelor.

Pierderile prin neetanşeităţi. Depind de condiţiile geologice şi de modul de cuplare a

conductelor instalaţiei cu rezevoarele active.

Pierderi prin trasportul energiei. Pierderile care apar la transportul energiei electrice

sunt în funcţie de lungimea liniilor de transport, de tensiune, de dimensiunea şi de tipul

conductorului utilizat.

2.2.4. Timpul de răspuns al CHEAP

Funcţionarea maşinilor hidraulice reversibile în regim de turbină poate fi controlată

prin închiderea sau deschiderea vanei de admisie a apei din conducta forţată. Prin controlul

debitului apei din conducta forţată poate fi controltă turaţia generatorului şi, implicit,

frecvenţa şi tensiunea la borne.

Controlul maşinii hidraulice la turaţie variabilă prin convertor este mult mai fiabil,

deoarece timpul de răspuns la trecerea dintr-un regim de funcţionare în altul este mult mai

mic. Pe de altă parte, şi regimul de pornire sau de oprire al hidroagregatului va fi mai mic.

Sistemele de control pot adapta frecvenţa generatorului la frecvenţa reţelei în câteva secunde.

Astfel, sincronizarea poate să apară înainte ca maşina să ajungă la turaţia nominală.

Fig. 2.10. Caracteristicile de randament ale turbinei

hidraulice în raport cu căderea netă [2.14].

Fig. 2.11. Caracteristicile de randament ale

turbinei hidraulice în raport cu puterea [2.14].

Tabelul 2.2. Timpul de pornire şi de oprire în regim de pompă – turbină.

Nr. Mod de funcţionare Timpul de răspuns [min]

1. Din regim pompare-turbinare la sarcină maximă. 2-20 2. Din regim de turbinare-pompare. 5-40 3. Oprirea din regim de turbinare la sarcină maximă. 1-5 4. Oprirea din regim de pompare 3-30


24

2.2.5. Contorizarea energiei în regim de pompare/turbinare

În general, la sfârṣit de săptămână cerinţele consumului de energie sunt mai scăzute.

Aşadar, costurile pentru stocarea apei prin pompare sunt mult mai mici. Într-un ciclu

săptămânal, rezervorul superior este aproape plin în dimineaţa zilei de luni şi aproape gol

vineri seara. În timpul săptămânii, durata de funcţionare în regim de turbină pentru generarea

energiei electrice către consumator este mult mai mare. În Fig. 2.12. este prezentată diagrama

unui ciclu săptămânal de stocare şi de consum ale energiei prin pomparea apei [2.14].

2.3. Concluzii

Funcţionarea la turaţie variabilă va conduce la o economie de energie. Acest aspect

implică controlul individual al fiecărui echipament, mărind fiabilitatea şi complexitatea

procesului de conversie, care solicită costuri suplimentare.

Obţinerea randamentului maxim pentru GSMP se face atunci când din energia

vântului este extrasă puterea maximă prin algoritmul de tip MPPT.

Conversia energetică a lanţului eolian–hidro depinde foarte mult de coeficientul de

performanţă maxim al turbinei eoliene. Pentru turbinele eoliene cu performanţă ridicată, acest

coeficient poate atinge un maxim de aproximativ 0,5 unităţi. Acest aspect a fost arătat în Fig.

3.8., unde a fost diferenţiată valoarea teoretică de valoarea reală.

În tabelul 2.1. au fost prezentate valorile minime şi maxime de randament pentru

ambele cicluri de funcţionare ale maşinii hidraulice reversibile. Comparativ cu randamentul

ciclului de turbinare, randamentul ciclului de pompare este mai mare, deoarece maşina

hidraulică reversibilă a fost proiectată ca pompă. Adăugând randamentul turbinei eoliene la

randamentul hidraulic obţinut, randamentul global al conversiei eolian–hidro nu poate depăşi

40 %.

Fig. 2.12. Diagrama unui ciclu săptămânal de stocare şi de consum a energiei electrice [2.14].


25

Pierderile care apar la conversia energiei eoliene în energie hidro pot reduce

semnificativ randamentul global obţinut. Pierderile prin evaporarea apei în circuit deschis au

cea mai mare pondere în raport cu pierderile prin neetanşeităţi sau cu pierderile electrice.

În tabelul 2.2. este redată durata ciclului de pornire şi de oprire al maşinilor reversibile

în lipsa convertorului static. Convertoarele statice interconectate între maşina electrică şi reţea

pot reduce acest interval.

Contorizarea energiei obţinute în regim de pompare sau turbinare, detaliată în Fig.

3.12, în decursul unui ciclu săptămânal, poate arăta deficitul de energie. Acest deficit de

energie poate fi asigurat de energia stocată, în perioadele când SER nu pot produce energie.

3. MODELAREA ELEMENTELOR SISTEMULUI ELECTRIC DE STOCARE A

ENERGIEI EOLIENE PRIN POMPAREA APEI

3.1. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi

3.1.1. Modelul trifazat al maşinii sincrone cu magneţi permanenţi

În Fig. 3.1. este prezentată schema echivalentă pentru o fază a MSMP. Ecuaţiile

tensiunilor de fază în coordonate statorice pentru modelul GSPM sunt [3.1]:

dtduir

dtduir

dtduir

cccc

bbbb

aaaa

, (3.1)

unde: ra, rb, rc – rezistenţele înfăşurărilor statorice, ua, ub, uc – tensiunile de fază ale

înfăşurărilor statorice, Ψa, Ψb, Ψc – fluxurile totale statorice.

Fluxurile totale statorice se calculează cu ajutorul următoarei expresii matematice:

rPMc

rPMb

rPMa

c

b

a

rccrbcrac

rbcrbbrab

racrabraa

c

b

a

iii

llllllllllll

, (3.2)

unde: lσ – inductanţa de dispersie a înfăşurării, laa, lbb, lcc – inductanţe proprii ale

înfăşurărilor, lab, lbc, lac – inductanţe mutuale ale înfăşurărilor, ia, ib, ic – intensităţile curenţilor

STATOR ROTOR

raωΨa

laa

lm

ΨaΨm

ia

ua

im

iPM

Fig. 3.1. Schema echivalentă pentru o fază a MSMP.

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei

27

din înfăşurǎrile statorice, ΨPMa, ΨPMb, ΨPMc – fluxurile totale ale magnetului permanent, θr –

unghiul axei magnetului permanent cu axa unei faze statorice.

3.1.2. Modelul bifazat al MSMP

Modelul bifazat al maşinii electrice se obţine atunci când pot fi îndeplinite următoarele

condiţii [3.5]:

Maşina electrică prezintă o simetrie radială;

Conversia electromecanică a energiei se produce datorită variaţiei energiei magnetice;

Circuitul magnetic este considerat liniar. Modelul corespunde unei maşini electrice

nesaturate, astfel poate fi aplicat principiul suprapunerii efectelor.

Întrefierul echivalent al modelului este constant pe lungimea unui arc polar;

Statorul maşinii nu are crestături, înfăşurările sunt plasate într-un strat de grosime

infinitezimală la periferia lor. Magnetul permanent se înlocuieşte printr-o înfăşurare

având curentul echivalent constant. Tensiunea magnetomotoare corespunzătoare

punctului de funcţionare al magnetului, variază liniar cu viteza rotorului.

Circuitul electric al modelului are cel mult două înfăşurări statorice şi rotorice, cu

axele magnetice în cuadratură;

Înfăşurările sunt circuite electrice cu rezistenţe, inductanţe proprii şi mutuale;

Câmpul magnetic din interiorul maşinii are o distribuţie spaţială sinusoidală. Sunt

considerate doar armonicile fundamentale ale solenaţiilor statorice şi rotorice.

De la început este precizat modul de scriere a ecuaţiilor, pentru ca echilibrul puterilor

momentane să aibă loc. În modelul prezentat, termenii ecuaţiilor nu sunt consideraţi valori

efective, ci sunt valori maxime ale tensiunii, ale curentului sau ale fluxului magnetic [3.2].

Fluxul util al magnetului permanent variază sinusoidal în fazele statorului cu unghiul rotoric

[3.7]. Coordonatele statorice ale sistemului abc sunt raportate la sistemul de coordonate

rotoric dq. Axa q este defazată înaintea axei d cu 900 electrice în sens trigonometric.

Ecuaţiile de tensiune şi flux statoric din sistemul de coordonate rotoric, stabilite pentru

modelul maşinii cu întrefierul uniform, sunt arătate în relaţia 3.9. În Fig. 3.2 este prezentată

schema echivalentă a MSMP în sistem de coordonate dq [3.4].

PMdsd

qsq

srs

ssss

ilil

jdtidliru

, (3.9)


28

unde: iPM – curentul indus în magnetul permanent, ω – pulsaţia electrică, lmd, lmq –

inductanţele de magnetizare şi ldid, lqiq – componentele de flux, după axele modelului dq.

Componenta homopolară Ψ0 a fluxului statoric lipseşte, întrucât maşina cu magneţi

permanenţi are înfăşurările statorice conectate în stea, deci Ψ0 = 0, iar maşina este simetricǎ.

Cuplul electromagnetic al GSMP este:

qqddem iipM 23 , (3.10)

unde: p – numărul de perechi de poli.

3.2. Schema de acţionare a MSMP antrenând o pompă centrifugală

Acţionarea electrică este formată din circuitul de forţă, circuitul de măsură şi circuitul

de comandă. Schema de acţionare cuprinde: aparatajul electric de protecţie la scurtcircuit şi

suprasarcină, convertorul static, motorul cu magneţi permaneţi şi pompa centrifugă (Fig. 3.3).

Circuitul de măsură conţine dispozitive de măsurare a turaţiei montate pe axul

principal al arborelui motorului (encoder), ṣi dispozitive de măsurare a parametrilor electrici

(curent, tensiune, frecvenţă) şi mecanici (cuplul) ai motorului electric.

Circuitul de comandă cuprinde două regulatoare proporţionale integrative de curent

(PI), un regulator automat de turaţie şi blocurile de transformare din coordonatele abc în dq.

Regulatorele PI de curent din axele sistemului ortogonal dq vor prelua semnalele date

de diferenţa dintre semnalul de referinţă şi semnalul măsurat al curenţilor. Apoi, aceste

semnale sunt transformate în semnale de tensiune care sunt aplicate blocului de comandă al

convertorului.

di sr

qq il

l

PMd ii

PMi

PMi

mdldu

dd il

mdmd il

qi

dd il qi

mqLqu

qq il

sr l

mqmq il

Fig. 3.2. Schema echivalentă a maşinii sincrone cu magneţi permanenţi în sistem de

coordonate dq.


29

Dacă componenta id* este zero sau foarte aproape de zero, controlul curentului este

concentrat în axa q. Altfel, intensitatea curentului prin înfăşurările statorice va fi mai mică

comparativ cu alte situaţii [3.6].

Turaţia MSMP este controlată prin componenta activă a curentului, componentă ce

produce cuplul electromagnetic. Algoritmul de control trebuie să compenseze cuplarea celor

două axe care apar în ecuaţiile de tensiune ale motorului, precum şi componenta t.e.m.

Controlul acţionării maşinii cu magneţi, permanenţi atât în regim de generator,

pentru a obţine puterea maximă din energia vântului, cât şi în regim de motor, pentru a obţine

şi a stoca energia potenţială maximă a apei, utilizează următoarele regulatoare de control:

3.2.1. Regulatorul de curent

Proiectarea regulatorului de curent necesită cunoşterea buclei de comandă a funcţiei de

transfer. În Fig. 3.5. a şi b sunt prezentate schemele bloc ale acţionǎrii MSMP în coordonate

Figura 3.3. Schema de acţionare a ansambluluii motor-pompă.

În figura 3.4. sunt prezentate

sistemele de referinţă αβ şi dq suprapuse.

Sistemul de referinţă statoric este definit

prin componentele α şi β şi sistemul de

referinţă rotoric este definit prin termenii d

şi q. Unghiul dintre fazorul fluxului statoric

şi fazorul fluxului magnetului permanent

este unghiul intern al MSMP electric, δ.

Fig. 3.4. Diagrama de fazori pentru id = 0.


30

dq [3.7], unde p este numărul de perechi de poli (ec. 3.10), construite după ecuaţiile schemei

echivalente a MSMP.

PMdr

qqqsq

qrd

ddsd

dtdi

liru

dtdiliru

. (3.13)

unde: ud, uq – tensiunile şi ld, lq – inductanţele în sistem de coordonate dq.

Funcţia de transfer între componenta curentului şi a tensiunii din axa longitudinală a

maşinii este dată de ecuaţia (3.14). Similar poate fi obţinută funcţia de transfer în axa q.

s

d

s

sd

d

s

d

d

d

rsl

rrsl

slr

slsusi

1

11

1

1

. (3.14)

Raportul dintre mărimea de ieşire şi mărimea de intrare se defineşte ca funcţie de

transfer (Y). Astfel, funcţia de transfer în coordonate dq poate fi rescrisă sub forma:

qa

aq

da

ad

sTKsY

sTKsY

1

1)(

, (4.15)

unde: Ka – constanta de amplificare, Ta-d şi Ta-q – constantele de timp ale regulatorului

proporţional.

În figura 3.6. sunt prezentate diagramele controlului de putere în buclă închisă. Dacă

regulatorul de curent din axa d are componentele reactive nule, atunci fluxul creat va fi cel al

magneţilor permanenţi. Funcţia de transfer în axa d [3.7] este:

dsl1

qsl1 p

23

Js1

Fig. 3.5. Diagrama bloc a acţionǎrii MSMP în sistem de coordonate dq.


31

aid

id

daid

aidid

daid

aidid

d

d

KKsT

sTsTKsTK

sTsTKsTK

sisi

1

1

111

11

* , (3.16)

unde: Kid – constanta de amplificare şi Tid – constanta de timp a regulatorului integrator.

3.2.2. Regulatorul de turaţie

Schema bloc a regulatorului de turaţie în buclă închisă din figura 3.7, include, faţǎ de

Fig. 3.4b un bloc de filtrare plasat la intrarea vitezei cerute, pentru compensarea depăşirii de

turaţie. Funcţia de transfer a regulatorului este comparată cu o funcţie ideală de acelaşi ordin.

Informaţia legată de poziţia şi turaţia rotorului este disponibilă prin encoder, care

generează impulsuri de tensiune către blocul de comandă. Constanta de timp a regulatorului

de turaţie (Tc) este:

I

Pc K

KT , (3.18)

id

idid sT

sTK 1

dsl1

iq

iqiq sT

sTK

1

qsl1

Fig. 3.6. Controlul buclei de curent în sistem de coordonate dq.

11csT s

KK IR

1

1PsT sJ

1

Fig. 3.7. Schema bloc a regulatorului de turaţie în axa q.


32

unde: KPω, KIω – constante de amplificare ale regulatoarelor proporţional şi integrator.

Funcţia de transfer a buclei de turaţie este:

11

11

11

*

cT

p

IP

T

p

IP

sTsJK

sTsKK

sJK

sTsKK

ss

, (3.19)

unde: Ω şi Ω* – vitezele unghiulare mecanice măsurată şi de referinţă şi Tp, Tc – constantele

de timp ale regulatoarelor proporţionale de curent şi de turaţie.

3.2.3. Regulatorul de poziţie al rotorului

Acest tip de regulator (Fig. 3.8) poate fi calculat similar celorlalte două regulatoare

prezentate anterior. Pentru funcţia proprie a regulatorului de poziţie, trebuie respectat un timp

de decalare în controlul buclei de curent din axa q [3.9].

Ecuaţia funcţiei de transfer a regulatorului de poziţie a rotorului este:

ss

sK

ss

sK

ss

p

p

1* , (3.20)

unde: θ şi θ* – unghiurile măsurat şi de referinţă ale poziţiei rotorului, Kp – constanta de

amplificare a regulatorului proporţional de poziţie a rotorului faţă de stator.

Acordarea optimă a unui regulator presupune determinarea funcţiei de transfer şi a

valorilor parametrilor din această funcţie, pentru a se asigura performanţe bune atât în regim

staţionar, cât şi în regim tranzitoriu.

3.3. Convertorul static al MSMP

11csT s

KK IP

sJ

1s1

Fig. 3.8. Schema bloc a regulatorului de poziţie a rotorului.


33

Convertorul de tensiune are în componenţa sa o punte cu şase tranzistoare comandate

prin metoda modulării impulsurilor în durată cu fazori spaţiali.

3.3.1. Redresorul

Blocul redresor, în funcţie de aplicaţie, poate fi un redresor cu comutaţie naturală sau

forţatǎ, format din şase diode de putere aşezate în punte (Fig. 3.9).

,sin2)( tUtu lcc

6,

6

t , (3.22)

unde: Ul – valoarea tensiunii de linie.

La puteri de ordinul sutelor de

kilowaţi, blocul redresor este format din

şase tranzistoare de putere IGBT (Insulated

Gate Bipolar Transistor) aşezate în punte.

La puteri mari, nu se poate folosi un redre-

sor pasiv întrucât în circuitul intermediar ar

trebui un filtru puternic ce implică un

gabarit mai mare şi costuri ridicate.

Fig. 3.9. Schema de principiu a redresorului

trifazat în punte pentru MSMP [3.23].

Unghiul de conducţie al unei diode este de

2π/3 radiani. Întotdeauna conduc

concomitent două diode. La jumătatea

fiecărui interval de conducţie se va produce

o comutaţie a curentului între două diode.

Astfel, există şase combinaţii ale tensiunii

de linie la ieşirea punţii trifazate (uRS, uRT,

uST, uSR, uTR, uTS), prezentate în Fig. 3.10.

Ȋn funcţionarea corectă a redresorului va

conduce o diodă din structura M3p cu una

din structura M3n.

Componenta continuă a tensiunii la bornele

redresorului trifazat (Ucc) se va calcula cu

relaţia matematică (3.23).

Fig. 3.10. Formele de undǎ ale redresorului [3.24].


34

lcccc UtdtuU

23)()(3/

1 6/

6/

. (3.23)

3.3.2. Filtrul Trece-Jos

Filtrul de netezire are rolul de a filtra tensiunea redresată din circuitul intermediar de

curent continuu. Filtrul reduce amplitudinea tensiunii pulsatorii, lăsând neschimbată

componenta continuă.

3.3.3. Invertorul de tensiune

Maşinile de curent alternativ utilizează surse de alimentare cu tensiune şi frecvenţă

variabile. Turaţia rotorului este comandată prin frecvenţa sursei de alimentare, iar fluxul

magnetic al maşinii este determinat de mărimea tensiunii de alimentare.

Când componenta reactivă a curentului statoric (iq) este diferită de zero, curentul

statoric şi fluxul din întrefier cresc, deoarece fluxul magnetului permanent rămâne constant

(Fig. 3.4). Odată cu modificarea componentei reactive a curentului, maşina electrică se

defluxează şi turaţia ei creşte. Curentul din înfăşurările statorice (I1) nu trebuie să depăşească

valoarea sa nominală, In (Fig. 3.13). În Fig. 3.11, respectiv 3.12 sunt prezentate diagramele de

fazori ale MSMP în sistem de coordonate dq.

Când rampa de referinţă a turaţiei este o caracteristică liniară, fluxul este ţinut constant

în toată gama de lucru. În acest caz, tensiunea electromotoare poate fi scrisă prin următoarea

ecuaţie:

0Ufku sse , (3.26)

su si

s

PM

sqq iL

su

s

PM

sqq iL

sqisi

sdd iL

sdi

Fig. 3.11. Diagrama de fazori când id = 0. Fig. 3.12. Diagrama de fazori când id ≠ 0.


35

unde: ue – tensiunea electromotoare, k – constantă de proporţionalitate, Ψs – fluxul statoric

(Ψ ~ ue / fs) şi fs – frecvenţa statorică, U0 – căderea de tensiune pe înfăşurarea statorică.

Când rampa de referinţă a turaţiei este o caracteristică neliniară, MSMP va funcţiona

în regim de slăbire de flux. Apoi, o dependenţă între tensiunea statorică şi turaţia maşinii este

dată de ecuaţia (3.27).

03 Ufku sse . (3.27)

3.3.3.1. Invertorul cu două niveluri de tensiune

Acest tip de invertor conţine şase tranzistoare de putere cu poartă izolată aşezate în

punte pe trei braţe distincte. Fiecare braţ conţine două dispozitive semiconductoare. Diodele

antiparalel montate individual pe fiecare tranzistor au rol de a închide curentul inductiv prin

sarcină, pentru protecţia tranzistorului în urma procesului de comutaţie.

În structura invertorului pot fi

folosite diverse tipuri de elemente

semiconductoare de putere, precum:

MOSFET, IGBT sau tiristoare de tip creat

MCT. Comparativ cu celelalte tipuri de

semiconductoare de putere, dispozitivele

MOSFET pot fi comandate la frecvenţe

mari de comutaţie, dar sunt limitate în

putere. Tranzistoarele IGBT reprezintă

conexiunea Darlington între un tranzistor

MOSFET şi unul BJT (Bipolar Junction

Transistor), iar comanda este pe grila de

tip MOS fiind utilizate în aplicaţiile de

mică şi de medie putere (zeci şi sute de

kilowaţi). Pierderile de comutaţie sunt

reduse iar frecvenţa de comutaţie atinge

frecvenţe de 40 kHz.

Fig. 3.13. Protecţia invertorului la supracurent.


36

3.3.3.2. Tehnici de modulare a impulsurilor în durată (MID)

A. Tehnici de modulare în durată bazate pe undă purtătoare

Tehnicile de modulare în durată bazate pe undă purtătoare compară unda purtătoare

dată de generatorul de semnal triunghiular cu unda sinusoidală de referinţă. Punctele de

referinţă determină timpii de comutaţie a semnalului rezultat.

B. Tehnici de modulare în durată bazate pe fazori spaţiali

Însă există opt configuraţii posibile ale stării invertorului: şase stări active şi două stări

zero. Prin trei variabile logice sa(t), sb(t), sc(t), câte una pentru fiecare braţ al invertorului, se

pot identifica toate cele opt configuraţii posibile. Starea logică 1 corespunde tranzistorului

care se află în starea de conducţie şi starea logică 0 apare când acesta este blocat.

Tensiunile de fază ale MSMP conectate în stea sunt uşor de găsit, prin definirea unei

diferenţe de potenţial între punctul neutru al conexiunii stea (când maşina are neutrul izolat) şi

borna negativă a circuitului intermediar.

În tabelul 3.1 sunt reprezentate cele opt stări posibile de comutaţie prin intermediul

celor trei variabile logice precum şi valorile corespunzătoare tensiunilor de fază ale

invertorului.

Panta liniară a undei uΔ(t) asigură

ca factorul de umplere d al tensiunii de

ieşire ue(t) să varieze proporţional cu

tensiunea de referinţă u*(t), atâta timp cât

fc este suficient de mare astfel încât

valoarea lui u*(t) să fie constantă pe durata

intervalului de timp Tc.

Datorită inductanţelor de dispersie,

ale înfăşurărilor motorului, care se com-

portă ca un filtru trece jos, curentul rezul-

tat va fi cvasisinusoidal. Dacă constanta de

timp statorică a motorului este mult mai

mare decât perioada de comutaţie Tc, τs =

Rs/Ls, armonicile de comutaţie care apar în

unda de tensiune vor fi în mare parte

eliminate în forma de undă a curentului.

Fig. 3.15. Formele de undă a invertorului MID [3.22].


37

În Fig. 3.16 sunt arătate cele şase stări active ale invertorului şi sensul curentului prin

circuit. Când se poate realiza echilibrul puterilor momentane, în trecerea din sistem trifazat în

sistem bifazat, fazorul tensiunii statorice (us) va fi:

cbas uaauuu 2

32

, (3.34)

unde: a – operatorul matematic (a = e- j*2π/3, a2 = e- j*4π/3).

În Fig. 3.18. este prezentată diagrama modului de comutare în sectorul I, pentru fazele

a, b, c. Stările active ale vectorilor, care sunt obţinute prin proiecţia fazorului de referinţă al

tensiunii pe vectorii U1 şi U2, sunt calculate astfel:

Tabelul 3.1. Valorile tensiunilor de fază pentru diferite stări de comutaţie ale invertorului. Stare sa sb sc uA uB uC Vectorul spaţial U Fazor

1 1 0 0 2/3 Ucc -1/3 Ucc -1/3 Ucc 2/3 Ucc U1 2 1 1 0 1/3 Ucc 1/3 Ucc -2/3 Ucc 2/3 Ucc· e jπ/3 U2 3 0 1 0 -1/3 Ucc 2/3 Ucc -1/3 Ucc 2/3 Ucc· e j2π/3 U3 4 0 1 1 -2/3 Ucc 1/3 Ucc 1/3 Ucc 2/3 Ucc· e jπ U4 5 0 0 1 -1/3 Ucc -1/3 Ucc 2/3 Ucc 2/3 Ucc· e j4π/3 U5 6 1 0 1 1/3 Ucc -2/3 Ucc 1/3 Ucc 2/3 Ucc· e j5π/3 U6 7 1 1 1 0 0 0 0 U7 8 0 0 0 0 0 0 0 U8

Fig. 3.16. Stările de comutaţie ale invertorului.


38

22111 *5,0 tUtUUTc , (3.35)

sin5,03cos325,0 11 cTmt , (3.36)

sin5,0 12 cTmt , (3.37)

2110 5,0 ttTt c , (3.38)

CCU

Um *3 , (3.39)

unde: Tc1 – perioada de comutaţie, t1 şi t2 – timpii de comutaţie pentru sectorul I, m – factorul

de modulaţie, γ – poziţia fazorului de referinţă al tensiunii.

Dacă factorul de modulaţie va creşte peste valoarea sa nominală, amplitudinea

vectorului care se roteşte va depăşi cercul portocaliu (Fig. 3.17) şi va intra în hexagon. Apoi,

valoarea lui t0 va tinde la zero. Când amplitudinea vectorului de referinţă a fazorului de

tensiune creşte mai mult şi depăşeşte linia hexagonului, controlul invertorului nu se mai poate

face.

3.3.3.3. Supramodulaţia

Regimul de supramodulaţie se evidenţiază când factorul de modulaţie devine unitar. În

cazul MID bazat pe undă purtătoare de tensiune, factorul de modulaţie devine unitar când

amplitudinea semnalului de referinţă depăşeste amplitudinea semnalului triunghiular.

Pentru a evita supramodulaţia, în cazul MID bazat pe fazori spaţiali, amplitudinea

fazorului de tensiune care se roteşte nu trebuie să intre în hexagon (Fig. 3.17). Când factorul

de modulaţie devine unitar semnalul modulat apare sub formă dreptunghiulară şi componenta

fundamentală a curentului conţine armonici de frecvenţă joasă (Fig. 3.20) [3.11].

0

11 T

tU

0

22 T

tU

Fig. 3.17. Fazorul de tensiune [3.22]. Fig. 3.18. Modul de comutare în sectorului I.


39

Zona neliniară este delimitată din momentul când factorul m >1, iar fazorul de

tensiune este mai mare decât raza cercului încris în hexagon.

3.3.3.4. Calculul pierderilor prin invertor

Suma dintre pierderile în conducţie şi pierderile în comutaţie reprezintă pierderile

totale ale unui invertor, considerând pierderile de comandă neglijabile. Pierderile în conducţie

(∆pcond) şi în comutaţie (∆pcom) pot fi calculate cu următoarele relaţii:

dtiriuT

pT

rmscond

medcondcecond

0

20

1 , (3.48)

unde: T–perioada de timp, uce–căderea de tensiune colector-emitor a tranzistorului, respectiv

tensiunea de prag a diodei antiparalel, imed–valoarea medie a curentului de conducţie, r0–

rezistenţa dinamică a dispozitivului semiconductor şi irms–valoarea eficace a curentului de

conducţie.

3.3.3.5. Comparaţie între tehnica MID sinusoidal şi MID cu fazori spaţiali

Strategia MID cu fazori spaţiali (Space Vector Modulation) generează MSMP o

tensiune de linie sinusoidală (Fig. 3.22). Tensiunea de fază nu este sinusoidală, datorită

prezenţei armonicilor de ordinul trei şi nouă. Comparând expresia tensiunii de linie

corespunzătoare unei MID de tip sinusoidal cu expresia tensiunii de linie rezultată din

strategia MID fazor spaţial, rezultă că factorul de modulaţie este cu 15 % mai mare la MID

fazorial.

3.20. Forma tensiunii de ieşire a VSI [3.22]. Fig. 3.21. Regimurile de funcţionare ale VSI [3.22].


40

3.4. Pompa centrifugală

Pentru a controla eficient o pompă centrifugală trebuie cunoscuţi parametrii acesteia.

În anumite condiţii de proiectate, pompa centrifugală poate fi o maşină hidraulică reversibilă.

De regulă, maşinile hidraulice reversibile sunt proiectare să funcţioneze în regim de pompă,

precum s-a arătat în capitolul al doilea. Modelul matematic al unei maşini hidraulice este

definit prin următorii parametri [3.14]:

debitul de lichid pompat, Q – cantitatea de lichid care parcurge instalaţia de pompare

în unitate de timp.

Randamentul total al pompei poate fi descompus în trei categorii de randament

(hidraulic, mecanic, volumetric). Acest lucru este datorat pierderilor interiore şi

exterioare ale pompei. Randamentul hidraulic al pompei este caracterizat de raportul

dintre lucrul mecanic util şi cel hidraulic.

puterea absorbită de pompă (Pp) este raportul dintre puterea hidraulică (Ph) şi

randamentul pompei (ηp):

p

hp

PP

, (3.52)

lucrul mecanic hidraulic (Lh) al pompei ia în considerare şi o înălţime virtuală (he) care

se adaugă la înălţimea reală (H) pentru învingerea rezistenţelor hidraulice create de

curgerea lichidului prin pompă:

ehh hHQL , (3.53)

unde: Q – debitul prin conductă şi γ – rezistenţele hidraulice ale lichidului din conductă.

lucrul mecanic util este produsul dintre înălţimea reală (H), debitul prin conductă (Q)

şi rezistenţele hidraulice (γ).

HQL hu , (3.54)

Ţinând cont de relaţiile matematice 3.53 ṣi 3.54 se poate defini randamentul hidraulic

ca produsul dintre lucrul mecanic util şi lucrul mecanic hidraulic.

e

h hHH

, (3.55)


41

Datorită scăpărilor prin interstiţii şi neetanşeităţi se defineşte randamentul volumetric

al pompei ca raportul dintre debitul real prin conductă (Q) şi debitul teoretic (Qv):

v

v QQ

, (3.56)

Din raportul lucrului mecanic util şi al lucrului mecanic total al pompei centrifugale se

obţine radamentul mecanic al pompei (ηp):

i

im L

L , (3.59)

Produsul celor trei randamente ale pompei (hidraulic, volumetric şi mecanic)

reprezintă randamentul total al pompei centrifugale.

3.5. Concluzii

Fiecare element al lanţului de conversie poate avea pierderi electrice, mecanice şi/sau

electromagnetice. Aceste pierderi sunt generate în raport cu metoda de control a fiecărui

element din schema de acţionare. Pentru un control simplificat este utilizat modelul bifazat al

maşinii electrice. Aici, s-a prezentat o schemă de control în buclă închisă, pentru a putea

controla parametrii electrici şi mecanici ai MSMP.

În ceea ce priveşte tipologiile de convertoare electrice utilizate, în cadrul schemei de

acţionare s-au ales convertoare cu randament ridicat (ηmax = 98 %). Convertorul electric care

preia energia obţinută de la generatorul eolian este modelat matematic defalcat, pentru a

prezenta parametrii de intrare şi ieşire, respectiv diferite moduri de control ale acestora.

Utilizând un invertor cu mai multe niveluri de tensiune, eficienţa şi fiabilitatea în acţionare

vor creşte, dar şi preţul acestuia. Modul de control al invertorului poate influenţa eficienţa şi

capacitatea de optimizare a parametrilor de ieşire. Printr-un control adecvat al invertorului

tensiunea din circuitul intermediar poate fi utilizată într-o gamă mai largă, evitându-se

regimul de supramodulaţie. Tehnica SVM a fost mai utilă deoarece tensiunea din circuitul

intermediar poate fi utilizată complet.

Pierderile hidraulice depind implicit de modelul şi de mărimea pompei centrifugale.

Pot fi folosite pompe centrifugale multietajate în scopul creştererii turaţiei la arbore,

utilizându-se pe acelaşi ax mai multe rotoare. Pentru obţinerea unui randament maxim al

pompei este important ca pompa să funcţioneze la turaţia nominală. Când acest lucru nu este

posibil sunt căutate alte metode de compensare a eficienţei grupului motor-pompă.

4. SIMULAREA MODELULUI AUTONOM EOLIAN-HIDRO DE STOCARE A

ENERGIEI PRIN POMPAREA APEI

4.1. Descrierea părţilor componente ale sistemului autonom în Matlab-Simulink

4.1.1. Modelul Matlab-Simulink al sistemului de stocare a energiei prin pomparea apei

Modelul utilizat în cazul de faţă conţine o maşină hidraulică reversibilă, o maşină

sincronă cu magneţi permanenţi (MSMP) şi convertorul electric de tensiune, precum şi partea

de control aferentă acestuia. În Fig. 4.1. este prezentată schema bloc în buclă închisă a

sistemului autonom considerat.

4.1.2. Turbina hidraulică

Randamentul obţinut în regim de turbină este mai mic, întrucât maşina hidraulică este

proiectată să funcţioneze în regim de pompă. Această diferenţă de randament poate fi

compensată fie prin controlul MSMP, fie prin controlul maşinii hidraulice.

Regulatorul turbinei are rol de a deschide vana lent pentru a se evita şocurile mecanice

ce s-ar putea produce în caz contrar. Puterea mecanică a turbinei hidraulice este dată de

ecuaţia (4.1) [4.23].

rTURBNLmt GDQQHATP , (4.1)

unde: AT – coeficientul de amplificare al regulatorului turbinei, H – căderea, Q – debitul

nominal, QNL – debitul la funcţionare fără sarcină, DTURB – factorul de amortizare al turbinei,

G – factorul de deschidere al vanei şi Δωr este eroarea de turaţie.

Regulatorul turbinei hidraulice conţine următorii parametri importanţi: constanta de creştere

(Tr) şi constanta de scădere (Tf) a regulatorului de timp, constanta regulatorului servo (Tg),

căderea permanentă (R), căderea temporară (r) şi admisia (G), care stabileşte până la ce

valoare să se deschidă robinetul vanei.

Fig. 4.1. Schema bloc din Matlab-Simulink a sistemului considerat.

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei

43

4.1.3. Pompa centrifugală

Maşina hidraulică reversibilă este cu dublu reglaj, adică din construcţie aceasta

permite ajustarea palelor turbinei în mod automat, în raport cu debitul şi cu presiunea apei din

conducta forţată. În condiţii de consum scăzut, maşina hidraulică va trece în regim de pompă,

stocând energia electrică sub formă hidraulică. În Fig. 4.3. este prezentată schema bloc a

pompei centrifugale în raport cu relaţia matematică (4.2), în care u este semnalul de intrare.

2

230 nMP nrrmp , (4.2)

unde: ωr–pulsaţia mecanică, Mn–cuplul nominal şi n–turaţia;

Blocul pompei centrifugale are ca mărime de intrare turaţia exprimată în rad/s. Turaţia

poate fi prezentată sub forma unei caracteristici liniare, având valori de la zero până la turaţia

nominală, pentru un regim normal de funcţionare (U/f = ct.), sau sub forma unei caracteristici

neliniare, când MSMP funcţionează în regim de slăbire de flux.

4.1.4. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi (MSMP)

Relaţiile matematice pentru modelul Matlab-Simulink sunt:

dtilpiruli qqrdsddd 1 , (4.3)

dtilpiruli PMddrqsqqq 1 , (4.4)

PMdqdqem illipM 5,1 , (4.5)

dtMMMJ frmecemr1 , (4.6)

dtp rel . (4.7)

Fig. 4.3. Modelul Matlab-Simulink al pompei centrifugale.


44

unde: ld, lq – inductanţele din axele d şi q, rs – rezistenţa înfăşurărilor statorice, p – numărul

de perechi de poli, id, iq, ud, uq – curenţii şi tensiunile modelului dq, ΨPM – fluxul magnetului

permanent, ωr – pulsaţia mecanică, Mem – cuplul electromagnetic, Mmec – cuplul mecanic, Mfr

– cuplul de frecare, J – momentul de inerţie şi θel – unghiul electric.

4.1.5. Regulatoarele de curent

Modelul prezentat în Matlab Simulink are în componenţă două regulatoare de curent

proporţional-integrator (PI). Unul este dispus în axa longitudinală, cu rol de a controla

componenta de câmp a curentului (id), iar celălalt este dispus în axa transversală pentru

controlul componentei active a curentului (iq). În general, componenta reactivă este menţinută

la valoarea zero sau foarte aproape de zero. Diferenţa dintre valoarea componentei de

referinţă a curentului şi valoarea sa măsurată este aplicată regulatorului PI de curent. Apoi,

regulatorul PI va genera componenta tensiunii ca valoare de referinţă, care va fi transformată

ulterior în coordonate αβ şi aplicată blocului de generare a semnalului PWM. Regulatorul PI

de curent mai are în componenţă o buclă care nu va permite saturarea lui, denumită "Anti-

wind up loop".

Controlul cuplului MSMP se face prin componenta activă a curentului care este direct

proporţională cu turaţia măsurată. Parametrii regulatorului proporţional-integrator din axa d

sunt determinaţi în concordanţă cu următoarele ecuaţii:

ccurrent f 21.0 , (4.8)

currentspeed 1.0 , (4.9)

dcurrentpd lK , (4.10)

qcurrentpq lK , (4.11)

scurrentid rK , (4.12)

awiqid KKK , (4.13)

unde: αcurrent şi αspeed sunt componentele regulatoarelor lăţimii de bandă şi fc este frecvenţa de

comutaţie a invertorului, Kpd şi Kpq sunt constantele de amplificare a regulatoarelor PI din


45

axele d şi q ale modelului prezentat, iar Kid, Kiq şi Kaw sunt constantele de amplificare ale

regulatoarelor de curent din aceleaşi axe.

4.1.6. Regulatorul de turaţie

Diferenţa dintre valoarea de referinţă şi valoarea măsurată a turaţiei este aplicată

regulatorului PI de turaţie care ulterior este adusă la valoarea zero. Mărimea de ieşire a

regulatorului de turaţie este valoarea de referinţă a componentei active a curentului. Ecuaţiile

prin care se determină constantele de amplificare ale regulatorului de turaţie sunt:

JK speedpw , (4.18)

bK currentiw , (4.19)

unde: Kpw, Kiw – constantele de amplificarea ale regulatorului de turaţie, J – momentul de

inerţie şi b – coeficientul de frecare.

Cuplul mecanic al MSMP poate fi controlat prin valoarea de referinţă a turaţiei (Fig. 4.6).

Ecuaţiile funcţiilor de transfer sunt caracterizate de relaţiile matematice (4.20-4.23).

4.1.7. Blocurile de transformare de coordonate

Transformata Park inversă (dq - αβ) utilizată în scopul transformării mărimilor d, q în

mărimi α, β, transpusă în programul Matlab-Simulink (Fig. 4.7), este în concordanţă cu

ecuaţiile (4.24).

În Fig. 4.8. sunt prezentate relaţiile matematice (4.26) transpuse în programul Matlab-

Simulink pentru a transforma coordonatele modelului trifazat abc în coordonate bifazate dq.

Transformata Clarke inversă (Fig. 4.9) a fost utilizată în scopul transformărilor de coordonate

ale axelor d şi q în coordonate abc, care sunt în concordanţă cu ecuaţiile (4.25).

Fig. 4.7. Blocul de tranformare de coordonate dq în αβ.


46

Se remarcă faptul că ecuaţia (4.25) conţine matricea transpusă care coincide cu

matricea inversă arătată în ecuaţia (4.26), adică este îndeplinită condiţia [C]T = [C]-1. O astfel

de transformare este ortogonală.

4.1.8. Invertorul

Blocul invertorului de tensiune, transpus în programul Matlab-Simulink (Fig. 4.10),

primeşte la intrare referinţa de tensiune de la bornele circuitului intermediar (Vdc) şi factorul

de modulaţie asociat celor trei faze (da, db, dc). Mărimile de ieşire ale blocului invertor sunt

tensiunile de fază (ua, ub, uc) şi intensitatea curentului prin circuitul de curent continuu.

Fig. 4.9. Blocul de tranformare de coordonate dq în abc.

Fig. 4.10. Modelul Matlab-Simulink al invertorului de tensiune.

Fig. 4.8. Blocul de transformare de coordonate abc în dq.


47

4.1.9. Blocul de comandă al invertorului

4.1.9.1.Tehnica de modulare PWM bazată pe undă purtătoare

Când factorul de modulaţie este mare, în semnalul de referinţă va fi injectat un semnal

ce conţine componenta de armonica a treia. Acest lucru permite creşterea frecvenţei de ieşire

corespunzătoare pentru aceeaşi tensiune. Amplitudinea semnalului injectat este 1/3 din

componenta fundamentală. Semnalul injectat va permite o utilizare mai largă a tensiunii din

circuitul intermediar cu 15,5 % [4.3-4.4]. Injectarea acestui semnal se face prin punctul neutru

ZSS (Zero Sequence Signal Injection) în blocul de comandǎ al invertorului (Fig. 4.13).

Semnalul aplicat generatorului PWM este constituit din semnalul undei fundamentale şi

semnalul componentei armonicii a treia.

Schemele bloc din Fig. 4.13 şi 4.14 urmează acelaşi principiu de funcţionare. Acestea

vor reduce valoarea maximă a semnalului modulat şi prin urmare va creşte valoarea factorului

de modulaţie. Valoarea tensiunii de ieşire va creşte de asemenea.

Pentru a simplifica calculele a fost implementată o caracteristică de turaţie liniară cu

raportul U/f constant. Valoarea de referinţă a componentei de câmp este zero. În Tab. 4.1.

sunt prezentate rezultatele obţinute în programul de simulare pentru câteva niveluri de putere

ale MSMP [4.6].

Fig. 4.13. Sch. bloc prin care se generează

un semnal sinusoidal cu armonica a treia.

Fig. 4.14. Sch. bloc prin care se generează un

semnal triunghiular cu armonica a treia.

Fig. 4.11. Forma de undă a semnalului

sinusoidal cu conţinut de armonica a treia.

Fig. 4.12. Forma de undă a semnalului

triunghiular cu conţinut de armonica a treia.


48

Tehnica SPWM implementată în program nu permite utilizarea completă a tensiunii

continue din circuitul intermediar, cu excepţia cazului când injectăm componenta de armonica

a treia (Fig. 4.16).

0 200 400 600 800 100090

91

92

93

94

95

Turatia [rpm]

Ran

dam

ent [

%]

5.5 kW15 kW30 kW55 kW75 kW

Ucc: 83,67 %

Fig. 4.17. Fără injecţie de armonica a treia.

0 200 400 600 800 100090

91

92

93

94

95

Turatie [rpm]

Ran

dam

ent [

%]

5.5 kW 15 kW 30 kW 55 kW 75 kW

Fig. 4.18. Cu injecţie de armonica a treia.

TAB. 4.2. VALORILE OBŢINUTE ÎN SIMULARE PENTRU MSMP DE 75 KW.

Fără injecţie de armonica a treia. Cu injecţie de armonica a treia.

f Ua_RMS η1 f Ua_RMS η2 Δηb

[Hz] [V] [%] [Hz] [V] [%] [%]

4.297 17.05 67.148 5 19.84 70.423 3.27

8.594 34.143 80.191 10 39.74 82.427 2.23

12.891 51.28 85.684 15 59.7 87.347 1.66

12.297 68.831 88.723 20 79.74 89.977 1.25

21.615 86.242 90.577 25 99.88 91.586 1

25.954 103.74 91.822 30 120.1 92.652 0.82

30.325 121.41 92.704 35 140.6 93.393 0.68

34.711 139.33 93.352 40 161.4 93.923 0.57

39.092 157.61 93.839 45 182.5 94.317 0.47

43.552 176.26 94.211 50 204.1 94.604 0.39 b. Câştigul de randament.

În acest caz tensiunea din

circuitul intermediar va fi utilizată

complet. Linia roşie verticală

arătată în Fig. 4.17. delimitează

zona până unde poate funcţiona

MSMP fără a injecta componenta

de armonica a treia. Când turaţia

este mai mare decât 50 % din

valoarea nominală a acesteia şi se

injectează componenta armonicii a

treia randamentul MSMP nu va

creşte foarte mult (Fig. 4.18).

0 2 4 6 8 10 120

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

Timp [s]

Tura

tia [r

pm]

MSMP 75 kWcu injectie de armonica a treia

fara injectie de armonica a treia Ucc = 83.67 %

Ucc = 100 %

Fig. 4.16. Caracteristica turaţiei în raport cu timpul a

MSMP.

TAB. 4.1. REZULTATELE OBŢINUTE PENTRU MODELUL SPWM.

Valori nominale Fară armonica a treiaa

Pm Uline Iline UDC η f Pm UDC

[kW] [V] [A] [V] [%] [Hz] [kW] [%]

5.5 369 9.3 520 93 43.59 3.64 86.36

15 360 26 508 94 43.81 10.06 84.23

30 377 50 532 94.2 43.81 20.13 88.20

55 354 97.5 496 94.3 43.85 37.03 82.81

75 358 132 501 94.6 43.55 51.09 83.67

a Valorile care au fost obţinute în Matlab-Simulink.


49

4.1.9.2. Tehnica de modulare PWM bazată pe fazori spaţiali

Strategia MID fazor spaţial reprezintă o încercare de a reproduce într-un anumit

interval de timp fazorul de tensiune statorică cerut de regulatorul de curent. Acesta se

calculează prin adunarea tensiunilor de referinţă din planul dq.

**dqdq juuu , (4.35)

unde ud*, uq* sunt valorile de referinţă ale tensiunilor vectorului spaţial.

Blocul de comandă şi control al invertorului trifazat este construit în baza unui

algoritm logic, care ulterior, implementat într-un bloc s-function în programul Matlab-

Simulink, va genera impulsurile PWM necesare invertorului (Fig. 4.20). Relaţiile matematice

corespunzătoare blocului s-function sunt 4.36-4.44.

Fig. 4.19. Descompunerea fazorului

tensiunii de referinţă după fazorii adiacenţi.

În Fig. 4.19 este arătată

descompunerea fazorului us după fazori

adiacenţi (în sectorul I), la timpul mediu de

comutaţie al vectorilor ua, ub şi u0. Acesta

din urmă reprezintă sfârşitul unui ciclu de

comutare, apoi secvenţa de comutaţie va fi

mutatǎ în sectorul Ua şi Ub dupǎ repetarea

ciclului de comutaţie. Prin cunoaşterea

vectorului us, este rezolvat timpul mediu de

comutaţie al vectorilor ua, ub şi u0.

Fig. 4.20. Schema bloc a algoritmului logic de comandă SVPWM.


50

Utilizând tehnica fazorilor spaţiali sunt prezentate două metode de funcţionare în

regim de slăbire de flux. Prima metodă realizează o comparaţie a rezultatelor obţinute la

frecvenţe diferite pentru aceeaşi tensiune de fază. În a doua metodă frecvenţa MSMP rămâne

constantă şi valoarea curentului statoric va fi modificată prin componenta de câmp.

A. Prima metodă

În regim de turbinare, atunci când se utilizează o caracteristică liniară ca referinţă de

turaţie pentru MSMP (V/Hz), randamentul obţinut este scăzut comparativ cu regimul de

pompare. Acest aspect este verificat prin faptul că grupul motor-pompă a fost proiectat pentru

un anumit regim de funcţionare. În regim de turbină sunt comparate două caracteristici de

randament pentru o MSMP de 75 kW (Fig. 4.22). Pentru a creşte randamentul MSMP în

regim de turbină, maşina sincronă va funcţiona în regim de slăbire de flux (Fig. 4.23).

B. A doua metodă

Pentru aceeaşi valoare de randament a MSMP turaţia va creşte cu aproximativ 60 de

rpm (Fig. 4.24), deoarece componenta de câmp a curentului s-a modificat (aici a fost utilizată

o referinţă de turaţie liniară pentru MSMP). Vectorul fluxului magnetului permanent rămâne

0 10 20 30 40 500

50

100

150

200

250

Frecventa [Hz]

Tens

iune

a de

faza

[V]

V / Hz, id = 0; V / Hz 3, id = 0.

X: 5,00 Y: 20.58

X: 30,00Y: 125.4

X: 41.97Y: 125.5

X: 21.57Y: 20.76

Fig. 4.21. Caracteristiciile de turaţie ale MSMP.

În Fig. 4.21. este prezentat un

studiu comparativ între două carac-

teristici de tensiune în raport cu

frecvenţa MSMP. În regimul de slăbire

de flux (V/Hz3), pentru aceeaşi tensiune,

valoarea de referinţă a turaţiei este

crescută. Randamentul total al grupului

motor-pompă va creşte datorită creşterii

turaţiei maşinii hidraulice.

300 400 500 600 700 800 900 100082

84

86

88

90

92

94

96

Turatia [rpm]

Ran

dam

ent [

%]

V / Hz, id = 0;V / Hz3, id = 0.

Fig. 4.22. Randamentul MSMP în regim de

generator pentru V/Hz şi V/Hz3.

300 400 500 600 700 800 900 100082

84

86

88

90

92

94

96

Turatia [rpm]

Ran

dam

ent [

%]

V / Hz - pump (id=0)V / Hz3 - turbine (id=0)

Fig. 4.23. Randamentul MSMP în regim de

motor şi generator pentru V/Hz şi V/Hz3.


51

constant, dar vectorul fluxului statoric se va modifica odată cu creşterea sau scăderea valorii

de referinţă a componentei de câmp a curentului. Curentul statoric nu poate creşte peste

valoarea sa nominală. În caz contrar, există un mod de control prin care regimul de simulare

va fi oprit [3.11].

În Tab. 4.3. sunt prezentate datele obţinute în programul Matlab-Simulink pentru

ambele metode de slăbire de flux.

300 400 500 600 700 800 900 100082

84

86

88

90

92

94

96

Turatia [rpm]

Ran

dam

ent [

%]

V / Hz, cand id < 0;V / Hz, cand id = 0;

X: 700.3 Y: 92.66

X: 599.7 Y: 91.58

X: 501.3Y: 90

X: 400.7 Y: 87.37

X: 901 Y: 93.93

X: 440.5 Y: 90

X: 339 Y: 87.38

X: 538.8 Y: 91.59

X: 639.5 Y: 92.67

X: 735.5Y: 93.4

X: 833.8 Y: 93.93

X: 801 Y: 93.4

Fig. 4.24. Randamentul MSMP ca generator.

Tab. 4.3. Metode utilizate de slăbire de flux.

Regim de motor (pompă) Regim de slăbire de flux (turbine) f b Va Ia η f Ia

a η a Ia b η b

[Hz] [V] [A] [%] [Hz] [A] [%] [A] [%]

15 59.7 12.9 87.3 28.6 38.2 92 33.3 82.4

20 79.7 22.3 89.9 32.9 51.3 92.8 40 87.3

25 99.8 34.1 91.5 36.2 62.7 93.3 48.6 90

30 120 48.6 92.6 39.1 73.2 93.6 59.6 91.5

35 140 65.5 93.4 41.8 83.8 93.9 73 92.6

40 161 85 93.9 43.9 93 94.1 89.6 93.4

45 182 107 94.3 46.1 102 94.3 108 93.9

50 204 131 94.6 48.1 112 94.4 130 94.3

a Prima metodă b.A doua metodă.


52

4.2. Rezultatele obţinute în programul Matlab-Simulink în regim de pompă

În programul Matlab-Simulink s-au impus două tipuri de caracteristici de turaţie în

raport cu timpul, în scopul stabilirii unui regim optim de funcţionare (Fig. 4.25 şi 4.26). Prima

caracteristică de turaţie impusă pentru MSMP este caracteristica liniară (U/f). În acest caz,

MSMP funcţionază cu un factor de putere natural în regim de turaţie variabilă. Compensarea

acestui factor de putere până la valoarea optimă se poate face doar utilizând caracteristica

neliniară (U/f 3).

Precum s-a arătat în Fig. 4.21, pentru acelaşi nivel de tensiune, frecvenţa va fi mai

mare pentru caracteristica neliniară. În regim de pompă, modificarea cuplului în raport cu

timpul pentru caracteristica de turaţie neliniară (Fig. 4.28) prezintă o viteză de variaţie mai

lentă a regimului de pornire comparativ cu caracteristica de turaţie liniară (Fig. 4.27).

Caracteristicile de putere activă şi reactivă absorbite de maşina cu magneţi permanenţi

în regim de motor sunt prezentate în Fig. 4.29, respectiv în Fig. 4.30. Regimul de slăbire de

flux, aferent caracteristicii de turaţie neliniară, permite funcţionarea MSMP la turaţii mai

ridicate pentru aceeaşi valoare a tensiunii (Fig. 4.21).

0 2 4 6 8 10 120

100

200

300

400

500

600

Timp [s]

Tura

tia [

rpm

]

0 2 4 6 8 10 120

100

200

300

400

500

600

Timp [s]

Tura

tia [

rpm

]

Fig. 4.25. Caracteristica de turaţie liniară. Fig. 4.26. Caracteristica de turaţie neliniară.

0 2 4 6 8 10 120

5

10

15

20

25

30

35

40

Timp [s]

Tem

, Tm

[N

m]

Tem

Tm

0 2 4 6 8 10 120

5

10

15

20

25

30

35

40

Timp [s]

Tem

, Tm

[N

m]

Tem

Tm

Fig. 4.27. Caracteristicile de cuplu ale MSMP când

caracteristica de turaţie impusă este liniară.

Fig. 4.28. Caracteristicile de cuplu ale MSMP când

caracteristica de turaţie impusă este neliniară.


53

În prezentul subcapitol, "rezultatele obţinute cu programul Matlab-Simulink în regim

În Fig. 4.31, respectiv 4.32, sunt prezentate două forme de undă ale intensităţii

curentului electric în raport cu timpul, pentru ambele caracteristici de turaţie utilizate.

0 2 4 6 8 10 12-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

Timp [s]

Iabc

[A]

iaibic

În Tab. 4.4. sunt prezentate

rezultatele obţinute în programul

Matlab-Simulink pentru MSMP, atât

în regim nominal, cât şi în regim de

slăbire de flux. În regimul de

simulare s-a plecat de la frecvenţa

optimă până la frecvenţa nominală a

MSMP pentru a evidenţia regimul

de slăbire de flux (20 Hz - 40 Hz).

Fig. 4.31. Intensitatea curentului statoric pentru caracteristica liniară de turaţie.

0 2 4 6 8 10 12-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

8

Timp [s]

Iabc

[A

]

i ai bi c

Prin parametrul ∆f (diferenţa

dintre frecvenţa măsurată în regim

de slăbire de flux şi frecvenţa în

regim natural) se poate observa

câştigul obţinut în frecvenţă. Datele

sunt obţinute în urma unui studiu

comparativ pentru două caracte-

ristici diferite fară a modifica direct

componenta de câmp a curentului.

Fig. 4.32. Intensitatea curentului statoric pentru caracteristica neliniară de turaţie.

11.98 11.99 12

-5

11.98 11.99 12

-5

0 2 4 6 8 10 120

500

1000

1500

2000

2500

Timp [s]

P, Q

[W

]

P

Q

0 2 4 6 8 10 120

500

1000

1500

2000

2500

Timp [s]

P, Q

[W

]

P

Q

Fig. 4.29. Caracteristica de putere pentru

caracteristica de turaţie liniară.

Fig. 4.30. Caracteristica de putere pentru

caracteristica de turaţie neliniară.


54

Pentru caracteristica liniară tensiunea de fază este 125,4 V şi frecvenţa MSMP 30 Hz.

Extrapolând valorile de tensiune şi de frecvenţă pentru regimul de slăbire de flux

(caracteristica neliniară), MSMP va funcţiona cu frecvenţa de 41,97 Hz.

În Fig. 4.33, respectiv 4.34. sunt arătate formele de undă ale tensiunilor de fază în

raport cu timpul pentru MSMP, după cele două caracteristici de referinţă impuse modelului

considerat. Valorile frecvenţei tensiunii statorice din tabel sunt în concordanţă cu Fig. 4.21.

0 2 4 6 8 10 12-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

Timp [s]

Uab

c [V

]

uaubuc

0 2 4 6 8 10 12-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

Timp [s]

Uab

c [V

]

uaubuc

Fig. 4.33. Tensiunile de fază la bornele MSMP

pentru caracteristica liniară de turaţie.

Fig. 4.34. Tensiunile de fază la bornele MSMP

pentru caracteristica neliniară de turaţie.

11.98 11.99 12

0

5

11.98 11.99 12

0

5

Tab. 4.4. Sinteza rezultatelor simulărilor pentru MSMP de 2,2 kW. U / f, id = 0; U / f 3, id = 0;

f U I Pe T η f U I Pe T η ∆f [Hz] [V] [A] [W] [Nm] [%] [Hz] [V] [A] [W] [Nm] [%] [Hz] 25,8 84,3 1,36 344 9,3 88,31 39,5 130,9 3,08 1210 21,9 89,87 13,6 26,1 85,3 1,39 356 9,5 88,38 40 132,7 3,16 1258 22,5 89,9 13,8 27,1 88,7 1,49 397 10,3 88,57 40,5 134,5 3,24 1305 23,1 89,92 13,4 28,1 92,0 1,60 442 11,1 88,75 41 136,2 3,31 1354 23,6 89,93 12,8 29,6 97,1 1,77 516 12,3 88,99 41,8 139,1 3,45 1439 24,6 89,96 12,2 30,1 98,8 1,82 542 12,7 89,06 42 139,7 3,47 1455 24,8 89,97 11,8 31,1 102,2 1,94 597 13,6 89,2 42,5 141,4 3,55 1508 25,4 89,98 11,3 32,1 105,7 2,07 656 14,5 89,32 43 143,2 3,64 1562 26,0 90 10,8 33,1 109,1 2,19 719 15,4 89,42 43,3 144,3 3,69 1598 26,4 90 10,2 34,1 112,5 2,32 785 16,4 89,52 43,8 146,1 3,78 1654 27,0 90,02 9,7 35,1 115,9 2,46 856 17,3 89,6 44,3 147,8 3,86 1711 27,6 90,03 9,19 36,1 119,4 2,59 930 18,3 89,68 44,8 149,7 3,95 1771 28,3 90,03 8,7 37,1 122,8 2,73 1009 19,4 89,75 45,2 150,8 4,00 1810 28,7 90,04 8,03 38,1 126,3 2,88 1093 20,4 89,81 45,5 152,0 4,06 1850 29,1 90,04 7,35 39,1 129,7 3,03 1181 21,5 89,86 46 153,7 4,15 1913 29,8 90,05 6,86 40,1 133,2 3,18 1273 22,6 89,9 46,3 154,9 4,21 1954 30,2 90,05 6,19 41,1 136,8 3,34 1371 23,8 89,94 46,8 156,7 4,30 2018 30,8 90,06 5,68 42,1 140,3 3,50 1473 25,0 89,97 47,2 157,9 4,36 2062 31,3 90,06 5,02 43,1 143,8 3,66 1580 26,2 90 47,5 159,0 4,42 2106 31,7 90,06 4,35 44,2 147,2 3,83 1693 27,4 90,02 47,8 160,3 4,48 2151 32,2 90,06 3,68 45,2 150,8 4,00 1810 28,7 90,04 48,2 161,5 4,54 2196 32,7 90,06 3,01 46,2 154,3 4,18 1933 30,0 90,05 48,7 163,3 4,63 2265 33,3 90,06 2,51 47,2 157,9 4,36 2062 31,3 90,06 49 164,4 4,70 2313 33,8 90,07 1,84 48,2 161,5 4,54 2196 32,6 90,07 49,3 165,5 4,76 2360 34,3 90,07 1,17 49 164,4 4,70 2313 33,8 90,07 49,7 166,0 4,78 2378 34,4 90,07 0,67


55

Studiul comparativ nu presupune ca tensiunea de fază să fie aceeaşi pentru ambele

regimuri de funcţionare, întrucât rezultatele simulărilor sunt obţinute la frecvenţe diferite.

4.3. Soluție particulară pentru stocarea energiei, utilizând o turbină hidraulică

În Fig. 4.35 şi 4.36 sunt prezentate caracteristicile de cuplu, respectiv putere mecanică,

în raport cu timpul pentru MSMP în regim de generator.

În regim staţionar, amplitudinea tensiunii de fază pentru regimul de motor a MSMP

este mai mare cu aproximativ 10 % (Fig. 4.33, Fig. 4.34) comparativ cu regimul de generator

pentru aceeaşi maşină electrică (Fig. 4.41, Fig. 4.42). Acest lucru este determinat de raportul

dintre tensiunea electromotoare şi tensiunea la borne, care în regim de motor este subunitar,

iar în regim de generator este supraunitar conform condiţiilor de proiectare pentru regimul în

care va funcţiona MSMP.

0 2 4 6 8 10 12-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

5

Timp [s]

Tem

, Tm

[N

m]

Tm

Tem

Utilizând atât maşina hidra-

ulică cât şi maşina electrică în regim

reversibil, randamentul obţinut va fi

mai mic. În acest sens, pentru a creşte

randamentul local şi global s-a utilizat

regimul de slăbire de flux. În Fig. 4.35

şi 4.36 sunt prezentate caracteristicile

de cuplu, respectiv putere mecanică, în

raport cu timpul pentru MSMP în

regim de generator.

Fig. 4.35. Caracteristica de cuplu a GSMP.

0 2 4 6 8 10 12-2500

-2000

-1500

-1000

-500

0

Timp [s]

Pm [

W]

Puterile activă şi reactivă

absorbite de MSMP în regim de

generator, pentru ambele caracteristici

de turaţie impuse, sunt prezentate în

Fig. 4.37 şi 4.38.

Caracteristicile de putere

activă şi reactivă prezentate mai jos

conduc la procese tranzitorii diferite.

În regim staţionar, puterea activă şi

reactivă absorbită este aceeaşi.

Fig. 4.36. Caracteristica de putere mecanică.


56

Datele obţinute în programul Matlab-Simulink sunt în concordanţă cu parametrii reali

ai MSMP, care au fost determinaţi pe standul de probă.

0 2 4 6 8 10 12-2000

-1500

-1000

-500

0

500

Timp [s]

P, Q

[W

]

P

Q

0 2 4 6 8 10 12-2000

-1500

-1000

-500

0

500

Timp [s]

P, Q

[W

]

P

Q

Fig. 4.37. Puterea activă şi reactivă absorbită de

GSMP pentru caracteristica de turaţie liniară.

Fig. 4.38. Puterea activă şi reactivă absorbită de

GSMP pentru caracteristica de turaţie neliniară.

0 2 4 6 8 10 12-6

-4

-2

0

2

4

6

Timp [s]

Iabc

[A]

iaibic

0 2 4 6 8 10 12

-6

-4

-2

0

2

4

6

Timp [s]

Iabc

[A

]

iaibic

Fig. 4.39. Intensitatea curentului statoric a

GSMP pentru caracteristica liniară de turaţie.

Fig. 4.40. Intensitatea curentului statoric a

GSMP pentru caracteristica neliniară de turaţie.

11.98 11.99 12

0

5

11.98 11.99 12

0

5

0 2 4 6 8 10 12-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

Timp [s]

Uab

c [V

]

uaubuc

0 2 4 6 8 10 12-250

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

250

Timp [s]

Uab

c [V

]

uaubuc

Fig. 4.41. Tensiunile de fază la bornele GSMP

pentru caracteristica liniară de turaţie.

Fig. 4.42. Tensiunile de fază la bornele GSMP

pentru caracteristica neliniară de turaţie.

11.98 11.99 12

0

5

11.98 11.99 12

0

5


57

4.4. Concluzii

Prin metoda de slăbire de flux a MSMP, conform rezultatelor prezentate mai sus, se

reduc pierderile în maşina sincronă. Toate aceste determinări obţinute prin programul de

simulare conduc la creşterea randamentului grupului motor-pompă şi implicit la creşterea

randamentului global al sistemului de stocare a energiei obţinute de la sursele regenerabile de

energie prin pomparea apei.

Controlul cu orientare după câmp reprezintă metoda prin care fluxurile rotoric, statoric

sau din întrefier sunt considerate o bază pentru a crea un cadru de referinţă pentru unul din

aceste fluxuri cu scopul de a decupla componentele active de cele reactive ale intensităţii

curentului statoric. Decuplarea asigură uşurinţa controlului complex al MSMP. Aceasta

înseamnă că componenta activă a curentului (iq) va genera cuplu, iar componenta reactivă (id)

va genera fluxul. În această aplicaţie fluxul rotoric este considerat un cadru de referinţă pentru

stator şi fluxul din întrefier. Particularităţile controlului cu orientare după câmp, în cazul

MSMP, ar fi că curentul statoric de referinţă din axa d (id* = 0) corespunde cu fluxul de

reacţie statoric din axa d. Comparativ cu MSMP, unde magneţii rotorului produc fluxul util,

care presupune că indiferent de valoarea curentului (id) fluxul generat de MP să rămână

constant, la maşina asincronă este necesară o valoare de referinţă constantă pentru curentul de

magnetizare (id) pentru a produce fluxul util al rotorului. Pe de altă parte, la MSMP fluxul din

întrefier este egal cu suma dintre fluxul rotoric util şi fluxul statoric de reacţie generat de

intensitatea curentului statoric.

Pentru situaţia când cuplul este constant, în controlul cu orientare după câmp, fluxul

din întrefier din axa d este egal cu fluxul util generat de magneţii permanenţi iar fluxul

statoric de reacţie din axa d este egal cu zero. Când MSMP funcţionează la putere constantă,

componenta reactivă a curentului statoric este utilizată pentru slăbirea câmpului magnetic din

întrefier în scopul creşterii turaţiei. Viteza maximă realizată nu poate fi mai mare decât dublul

vitezei de bază, deoarece la MSMP înălţimea radială a întrefierului este mult mai mare

comparativ cu maşina asincronă. Pentru aceasta, slăbirea câmpului MSMP nu se poate face în

mod eficient, întrucât implică un flux de reacţie slab.

Formele de undă ale intensităţii curenţilor obţinute în regim de funcţionare ca motor la

MSMP, pentru ambele caracteristici considerate, arată că regimul tranzitoriu este neliniar

(Fig. 4.31, Fig. 4.32). Pentru aceeaşi MSMP, în regim de generator, formele de undă ale

intensităţii curenţilor arată că regimul tranzitoriu este liniar. Acest lucru poate conduce la un

control dinamic mai bun. Prin caracteristica de turaţie neliniară se poate obţine un regim

tranzitoriu de pornire mai lent.

5. REZULTATE EXPERIMENTALE

5.1. Modelul Matlab-Simulik implementat în programul dSPACE

Circuitul de putere cuprinde invertorul de tensiune, filtrul trifazat trece-jos, maşina

sincronǎ cu magneţi permanenţi (MSMP), generatorul asincron trifazat (GA), bateria de

condensatoare şi sarcina de balast. Schema de acţionare conţine de asemenea echipamente de

mǎsurǎ, protecţie şi control (Fig. 5.1). MSMP este controlatǎ prin emulatorul de caracteristică

al unei pompe centrifugale. Circuitul intermediar al invertorului de tensiune este alimentat de

la o sursǎ de putere variabilǎ [5.1].

Fiecare circuit electric din schema de acţionare este controlat prin programul

dSPACE. MSMP funcţioneazǎ în regim de motor la turaţie şi sarcinǎ variabile.

Cuplul rezistent al MSMP este realizat cu un GA. Curentul şi turaţia MSMP sunt

mǎsurate în timp real şi comparate cu valorile lor de referinţǎ. Erorile obţinute ca diferenţe

între valorile măsurate ṣi cele de referinţǎ sunt aplicate regulatoarelor PI de curent şi turaţie.

Achiziţia curenţilor, tensiunilor şi turaţiei sunt realizate utilizând diverse traductoare de

mǎsurǎ dedicate.

Sarcina de balast este o sarcină activă formată dintr-un convertor de tensiune şi un

grup de rezistoare conectate în paralel. Schema de control care a fost implementată în

programul dSPACE este prezentată în Fig. 5.3.

Fig. 5.1. Schema bloc a sistemului de acţionare.

Filtrul trifazat trece-jos asigurǎ

alimentarea MSMP cu tensiune

sinusoidalǎ. Cuplul rezistent al maṣinii

sincrone este dat în raport cu turaţia de

puterea activă pe sarcina de balast.

Sarcina de balast este un grup de

rezistoare controlat printr-un convertor

de tensiune în sistemul dSPACE.

Circuitul de control este alcǎtuit din

douǎ regulatoare de curent ṣi un

regulator de turaţie de tip proporţional-

integrativ (PI), respectiv dispozitivele

de măsură ale acţionării.

5. Rezultate experimentale

59

Deoarece MSMP nu este conceput din fabricaţie cu colivie pentru a porni în regim

asincron, este necesară o schemă de control pentru alinierea rotorului cu axa d a modelului

ortogonal (Fig. 5.4).

Controlul sarcinii de balast se realizeză în raport cu tensiunea şi puterea reactivă de la

bornele generatorului asincron. În regimul de slăbire de flux, dacă valoarea măsurată a

curentului statoric creşte peste valoarea setată, MSMP va fi oprit. Încărcarea MSMP este

făcută în raport cu o caracteristică liniară de tip rampă în decursul unui interval de timp dat.

Invertorul de tensiune este format din şase tranzistoare IGBT dispuse în punte, câte

două pe fiecare fază. Strategia de control a invertorului este realizată după teoria fazorilor

spaţiali [5.2]. Acest tip de control poate reduce valorile armonicilor de curent prin alegerea

adecvată a fazorului de tensiune şi determinarea timpilor de comutaţie. Blocul de control al

invertorului este de tip s-function. Modul de funcţionare al invertorului este definit în patru

cadrane şi arătat în Fig. 5.5, după următorii paşi:

Prima dată, parametrii blocului s-function sunt definiţi în raport cu relaţiile:

cos* Uud , (5.1)

sin* Uuq , (5.2)

unde U* este valoarea de referinţă a vectorului de tensiune iar ud, uq sunt vectorii de tensiune

ai modelului ortogonal.

Fig. 5.3. Schema bloc a sarcinii de balast. Fig. 5.4. Schema bloc de aliniere a rotorului.

*U

du

qu

00

q

d

uu

00

q

d

uu

Fiecare sector este caracterizat de

ecuaţiile sale. În raport cu aceste ecuaţii sunt

setaţi timpii de comutaţie ai invertorului.

Comparativ cu alte moduri de control,

unde principiul de funcţionare al vectorului

spaţial este realizat prin intermediul unghiului γ

predefinit, aici unghiul γ este determinat

utilizându-se ecuaţiile (5.1) şi (5.2), ştiind că

tensiunea din axa q este egală cu √3·ud. Fig. 5.5. Modul de funcţionare a invertorului.


60

Apoi este calculat factorul de modulaţie şi limitele din axele modelului ortogonal

în acord cu relaţiile (4.36), (4.37), (4.38).

În final, sunt definite cadranele şi sectoarele în care se roteşte fazorul spaţial.

Definirea şi identificarea sectorului şi cadranului în care se află fazorul reprezentativ

de tensiune la un moment dat este făcută în funcţie de tensiunile ud ṣi uq. Primul cadran este

definit când ud > 0 şi uq > 0 respectiv ud < 0 şi uq > 0 pentru al doilea cadran. Fiecare sector

este definit în funcţie de unghiul γ (adică 0 < γ < 60) pentru relaţiile care au fost detaliate în

capitolul anterior. Schema bloc de acţionare este realizată în programul Matlab-Simulink şi

implementată ulterior în programul dSPACE (Fig. 5.6).

În regim de slǎbire de flux, componenta de câmp a curentului (id) poate fi mai mare

sau mai micǎ ca zero. Când componenta reactivǎ a curentului este mai mare ca zero MSMP

este supraexcitatǎ.

Regimul de slǎbire de flux are ca efect reducerea pierderilor şi permite funcţionarea

MSMP la turaţii mai mari pentru aceeaşi tensiune de referinţǎ (Fig. 5.8). Acest aspect implicǎ

şi creşterea randamentului global al schemei de acţionare, întrucât pompa centrifugalǎ are

randament scǎzut la turaţii mici, atunci când schema de acţionare funcţionează în regim

autonom, fiind alimentată de la surse regenerabile de energie [5.4], [5.5], [5.6], [5.7].

Interfaţa ControlDesk a sistemului de comandǎ cu utilizatorul permite vizualizarea

parametrilor mǎsuraţi şi calculaţi ai MSMP.

Cele două caracteristici prezentate în Fig. 5.8, una liniară, prin care raportul u/f este

constant, ṣi alta neliniară prin care este evidenţiat regimul de slăbire de flux, au fost

implementate mai întâi în simulare în programul Matlab-Simulink.

Fig. 5.6. Schema bloc de acţionare implementată în programul dSPACE.


61

5.2. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 2,2 kVA

În Tab. 5.1. sunt prezentate rezultatele mǎsurate atât pentru regimul natural de

funcţionare, cât şi pentru regimul de slǎbire de flux. Regimul de slǎbire de flux a fost

evidenţiat pentru diferite valori ale factorului de putere. În Fig. 5.9. este prezentat standul

experimental pentru MSMP de 2,2 kVA.

În schema de acţionare care funcţioneazǎ în buclǎ închisǎ, au fost impuse

experimental în sistemul dSPACE douǎ caracteristici de turaţie (u/f ṣi u/f 3) pentru a evidenţia

cele douǎ moduri de funcţionare (Fig. 5.10. a şi b).

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 500

50

100

150

200

Frecventa [Hz]

Tens

iune

a de

faza

[V]

u/f 3

u/f

cos (phi) = nat.cos (phi) = 1

X: 36,72Y: 66,32

X: 20,54Y: 66,33

X: 29,44Y: 95,7

X: 34,37Y: 112,2

X: 46,01Y: 128,7

X: 41,68Y: 95,71

X: 39,04Y: 79,02

X: 24,4Y: 79,03

X: 21,35Y: 68,99

X: 25,44Y: 82,45

X: 30,62Y: 99,64

X: 35,76Y: 116,8

X: 39,28Y: 128,7

X: 40,73Y: 133,6

X: 43,96Y: 112,2

X: 37,24Y: 68,98

X: 39,62Y: 82,45

X: 44,55Y: 116,8

X: 42,25Y: 99,65

X: 46,58Y: 133,6

Fig. 5.8. Caracteristicile tensiune-frecvenţă ale MSMP.

Fig. 5.9. Standul experimental pentru MSMP de 2,2 kVA.


62

În regimul de slăbire de flux, MSMP poate funcţiona pe diferite caracteristici tensiune-

frecvenţă (Fig. 5.8).

În Fig. 5.13. sunt prezentate caracteristicile de randament în raport cu frecvenţa

tensiunii de alimentare pentru MSMP la factor de putere diferit.

f

[Hz]

Ia [A]

cosφ nat

cosφ nat

Ia [A]

cosφ 0,9

Ia [A]

cosφ 0,95

Ia [A]

cosφ 1

21 2,76 0,348 0,93 0,89 0,85

24 2,89 0,429 1,24 1,18 1,12

27,09 3,06 0,519 1,61 1,52 1,45

30,1 3,21 0,594 1,98 1,86 1,76

33,11 3,42 0,668 2,4 2,27 2,12

36,12 3,67 0,738 2,87 2,71 2,53

39,13 3,96 0,8 3,41 3,19 2,99

42,14 4,28 0,852 3,99 3,73 3,46

45,15 4,71 0,887 4,63 4,3 3,98

48,16 5,14 0,921 - 4,93 4,53

50 5,2 0,93 - 5,14 4,55

Alimentarea microreţelelor cu caracter

autonom este realizatǎ de la surse de energie

regenerabilǎ. Funcţionarea MSMP în regim

de slǎbire de flux va permite creşterea

frecvenţei tensiunii de alimentare. Câştigul

procentual al randamentului în regim de

slǎbire de flux este realizat în gama de

frecvenţǎ cuprinsă între 21 Hz şi 35 Hz (Fig.

5.8). Experimental, s-a constatat cǎ la

frecvenţe mai mici de 21 Hz, în regim de

slǎbire de flux, nu mai poate fi compensat

randamentul pompei centrifugale, chiar dacǎ

MSMP are randament mai ridicat.

Tab. 5.1. Valorile curenţilor pentru diferite

valori ale lui cosφ.

20 25 30 35 40 45 5060

65

70

75

80

85

90

95

Frecventa [Hz]

Ran

dam

ent [

%]

cos(phi) = 0.9cos(phi) = 0.95cos(phi) = 1cos(phi) = natural

Fig. 5.13. Randamentul MSMP în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare.


63

MSMP nu poate fi defluxată foarte mult, ci într-un interval limitat deoarece fluxul

magnetului permanent rămâne constant.

5.3. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 4,5 kVA

În acest subcapitol se verifică validarea modelului conceput în programul Matlab-

Simulink pentru a realiza un studiu comparativ al rezultatelor experimentale. Acelaşi model

realizat în programul Matlab-Simulink a fost implementat în sistemul dSPACE pentru ambele

MSMP (Fig. 5.14). Prin intermediul programului Control-Desk al sistemului dSPACE a fost

realizată interfaţa cu utilizatorul pentru a realiza achiziţia semnalelor necesare sistemului de

control (tensiuni, curenţi, cuplu şi turaţie). În Fig. 5.15 a şi b sunt prezentate două capturi cu

semnalele achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz pentru ambele regimuri de funcţionare, utilizând

caracteristicile u/f respectiv u/f 3.

Modificând componenta reactivă a intensităţii curentului, până la factor de putere

unitar, intensităţile curenţilor prin înfăşurările MSMP scad cu aproximativ 650 mA. Acest

În capturile de mai jos

pot fi vizualizate semnale

achiziţionate atât în regim

nominal de funcţionare (la cosφ

= natural), cât şi în regim de

slăbire de flux (la cosφ =1).

Valorile intensităţilor cu-

renţilor Ia, Ib, Ic, respectiv ale

tensiunilor de faza Uan, Ubn, Ucn

sunt măsurate pentru MSMP

conectată în stea.

Pentru generatorul asin-

cron conectat în triunghi care

realizează cuplul rezistent s-au

achiziţionat tensiunile de fază

Uan, Ubn, Ucn respectiv curentul

de linie Ia_asin. Valorile de tura-

ţie, n [rpm] şi de cuplu, Tm sunt

comune pentru ambele MSMP.

Fig. 5.14. Standul experimental pentru MSMP de 4,5 kVA.


64

lucru conduce la creşterea randamentului MSMP cu 5,56 %, respectiv al grupului motor-

pompă centrifugală.

În Fig. 5.16 a,b,c sunt prezentate câteva caracteristici de randament în raport cu

frecvenţa tensiunii de alimentare a MSMP şi cu factorul de putere. Acum se poate observa

concret câştigul procentual obţinut.

Fig. 5.15 a. Semnale achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz la cosφ natural.

Fig. 5.15 b. Semnale achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz la cosφ unitar.


65

În Fig. 5.16 a, b ṣi c pot fi vizualizate caracteristicile de randament în raport cu

frecvenţa MSMP. Atunci când frecvenţa MSMP depăṣeṣte valoarea de 40 Hz caracteristica de

randament a MSMP scade, respectiv pentru cazul caracteristicii de randament exprimată la

cosφ = 0,95 atunci când frecvenţa depăṣeṣte valoarea de 45 Hz (Fig. 5.16 b).

A fost realizat ṣi un studiu comparativ al intensităţii curenţilor absorbiţi de MSMP

pentru diferite caracteristici de funcţionare la factor de putere diferit. În Fig. 5.17 a, b, c, d

sunt redate diferite caracteristici ale intensităţii curentului în raport cu frecvenţa tensiunii de

20 25 30 35 40 45 5065

70

75

80

85

90

95

Frecventa [Hz]

Ran

dam

ent [

%]

u/f 1, cos(phi) = nat

u/f 3, cos(phi) = 0.9

20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 3068

70

72

74

76

78

80

82

84

u/f 1, cos(phi) = natu/f 3, cos(phi) = 0.9

5.16 a. Caracteristica de randament a MSMP în raport cu frecvenţa pentru cosφ = 0,9.

20 25 30 35 40 45 5065

70

75

80

85

90

95

Frecventa [Hz]

Ran

dam

ent [

%]


u/f 3, cos(phi) = 0.95

20 25 30 3568

70

72

74

76

78

80

82

84

86

88


u/f 3, cos(phi) = 0.95

5.16 b. Caracteristica de randament a MSMP în raport cu frecvenţa pentru cosφ = 0,95.

20 25 30 35 40 45 5065

70

75

80

85

90

95

Frecventa [Hz]

Ran

dam

ent [

%]


u/f 3, cos(phi) = 1

20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 4068

70

72

74

76

78

80

82

84

86

88


u/f 3, cos(phi) = 1

5.16 c. Caracteristica de randament a MSMP în raport cu frecvenţa pentru cosφ = 1.


66

alimentare a MSMP. Minimizarea pierderilor prin convertor se datorează reducerii curenţilor

prin înfǎşurǎrile statorului MSMP [5.9].

5.4. Validarea rezultatelor experimentale

Toate rezultatele experimentale au fost obţinute în urma unor măsurători, care ulterior

au fost interpretate sub formă grafică pentru a se evidenţia rezultatele. Calculul pierderilor de

putere la MSMP a fost realizată în ordine cronologică astfel:

s-a măsurat puterea meanică la funcţionarea fără sarcină şi s-au determinat pierderile;

s-au măsurat intensităţile curenţilor prin înfăşurările MSMP şi s-au determintat

pierderile electrice Joule-Lenz, având în vedere valoarea rezistenţei înfăşurării la

temperatura de 750C;

s-au măsurat puterile electrică şi mecanică şi s-au determintat pierderile totale;

s-a calculat tensiunea electromotoare din căderile de tensiune pe fiecare înfăşurare şi

s-a determinat puterea electromagnetică;

diferenţa dintre puterea electrică absorbită de MSMP şi puterea electromagnetică din

întrefierul acesteia reprezintă pierderile totale statorice, magnetice şi electrice;

20 25 30 35 40 45 501

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Frecventa [Hz]

Inte

nsita

tea

cure

ntul

ui [A

]


u/f 3, cos(phi) = 0.9

20 25 30 35 40 45 501

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Frecventa [Hz]

Inte

nsita

tea

cure

ntul

ui [A

]


u/f 3, cos(phi) = 0.95

Fig. 5.17 a. Caracteristica curent-frecventa, cosφ =0.9

Fig. 5.17 b. Caracteristica curent-frecventa, cosφ =0.95

20 25 30 35 40 45 501

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Frecventa [Hz]

Inte

nsita

tea

cure

ntul

ui [A

]


u/f 3, cos(phi) = 120 25 30 35 40 45 50

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

5

Frecventa [Hz]

Inte

nsita

tea

cure

ntul

ui [A

]


u/f 3, cos(phi) = 0.9

u/f 3, cos(phi) = 0.95

u/f 3, cos(phi) = 1

Fig. 5.17 c. Caracteristica curent-frecventa, cosφ = 1

Fig. 5.17 d. Caracteristicile curent-frecventa ale MSMP


67

au fost separate pierderile electrice de cele magnetice;

pierderile suplimentare s-au determinat ca diferenţa dintre suma pierderilor totale ṣi

suma pierderilor obţinute din valorile măsurate ṣi calculate.

În tabelul 5.2. sunt arătate pierderile cele mai importante pentru două cazuri distincte.

Primul reprezintă pierderile pentru regimul stabilit de caracteristica u/f, iar al doilea caz

regimul de slăbire de flux la factor de putere unitar.

Regim natural de funcţionare. Regim de slăbire de flux. f

[Hz] ∆pel [W]

∆pmag [W]

∆pmec [W]

∆pel [W]

∆pmag [W]

∆pmec [W]

cosφ = natural cosφ = 1

20 7,42917 30,07281 45,4588 2,31171 16,64631 45,4588 21 8,15356 20,85986 48,5565 2,78478 16,80264 48,5565 22 8,80128 21,01879 52,7002 3,36958 15,84777 52,7002 23 9,47375 26,9246 53,7228 3,93617 23,07342 53,7228 24 10,171 23,71325 57,6042 4,62617 19,2945 57,6042 25 11,0157 29,82247 60,5935 5,37188 20,99563 60,5935 26 11,8941 30,10602 63,2214 6,26576 26,20946 63,2214 27 12,8062 36,59844 63,7869 6,83509 32,25768 63,7869 28 13,8899 36,45955 64,3901 7,5306 33,07058 64,3901 29 14,8742 42,86255 68,3296 9,02269 34,13019 68,3296 30 16,1892 39,8349 72,5708 10,4089 31,49417 72,5708 31 17,4049 43,74449 71,2403 11,5135 38,92011 71,2403 32 18,8251 44,14433 74,9458 12,9393 41,25019 74,9458 33 20,301 54,08723 73,141 14,4482 46,76971 73,141 34 22,1806 46,53124 79,5231 16,1892 44,19321 79,5231 35 23,9615 64,44142 78,2885 17,5599 53,43031 78,2885 36 25,8111 67,68515 77,4151 20,1343 58,65308 77,4151 37 27,9252 72,87545 73,463 22,3556 68,57737 73,463 38 30,3263 84,48489 72,2849 25,063 74,65504 72,2849 39 32,8264 91,63913 74,6772 27,1468 79,6825 74,6772 40 35,2051 86,64168 80,1734 29,9192 77,86807 80,1734 41 38,1236 84,67857 82,7574 32,6142 79,85923 82,7574 42 40,2122 98,62464 76,5292 35,6466 90,24416 76,5292 43 44,3093 108,2284 81,7961 39,2771 88,1116 81,7961 44 47,8326 109,6687 84,8042 42,8406 92,19945 84,8042 45 52,0242 126,6245 82,7731 46,5588 102,4652 82,7731 46 56,3918 123,4755 87,8641 50,6954 99,8021 87,8641 47 61,807 139,8945 87,4117 54,7333 144,4833 87,4117 48 69,002 124,5379 92,3628 60,3579 131,7144 92,3628 49 78,2245 118,5923 95,6725 --- --- --- 50 89,072 130,2123 97,7821 --- --- ---

Tab. 5.2. Studiul comparativ al pierderilor obţinute pentru MSMP de 4,5 kVA.


68

În ceea ce priveşte pierderile prin convertor, pot fi luate în considerare atât pierderile

prin conducţie, care depind de intensitatea curentului prin înfăşurările MSMP, cât şi pierderile

prin comutaţie, care depind de frecvenţa de comutaţie a dispozitivelor semiconductoare.

5.5. Concluzii

Metoda de control folosită în teză are rolul de a adapta ṣi de a optimiza caracteristicile

de putere variabilă ale surselor de energie regenerabilă cu cele ale maşinilor hidraulice pentru

a realiza o creştere a randamentului global de conversie. Această metodă de control se

bazează pe slăbirea de câmp, obţinându-se turaţii mari ale MSMP la tensiuni de alimentare

scăzute. Validarea rezultatelor a fost realizată prin intermediul simulărilor prezentate în

capitolul V, verificate experimental pe stand în capitolul VI.

Urmărind caracteristicile de randament în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare a

MSMP (Fig. 5.16), se poate observa creşterea randamentului în raport cu scăderea puterii

reactive până la factor de putere unitar. Când componenta de câmp a intensităţii curentului (id)

este modificată puterea activă a MSMP este direct proporţională cu valoarea factorului de

putere iar puterea mecanică nu se modifică întrucât componenta activă a curentului rămâne

constantă (Tab. 5.2).

În Fig. 5.15 a ṣi b pot fi găsite valorile intensităţilor curenţilor absorbiţi de MSMP. Se

poate obseva că în regimul de slăbire de flux (Fig. 5.15 b), la factor de putere unitar,

intensităţile curenţilor absorbiţi de către MSMP sunt cu aproximativ 650 mA mai mici. De

aici, valoarea randamentului MSMP a crescut cu aproximativ 5,56 %, comparativ cu regimul

natural de funcţionare, prin minimizarea pierderilor electrice ṣi magnetice în MSMP.

6. CONCLUZII FINALE. CONTRIBUŢII ORIGINALE. DISEMINAREA

REZULTATELOR. DIRECTII VIITOARE DE CERCETARE.

6.1. Concluzii finale

Prin stocarea energiei electrice sunt vizate următoarele obiective:

Aplatizarea vârfurilor de consum ale energiei electrice şi a costului acesteia (acest

lucru se poate face utilizând echipamente moderne);

Creşterea stabilităţii în sistemele energetice;

Asigurarea necesarului de energie indiferent de problemele care apar;

Reducerea emisiilor poluante;

Reducerea pierderilor în sistemul energetic.

Dispozitivele de stocare a energiei trebuie să asigure o capabilitate de conversie şi o

capacitate de stocare de bună calitate în regim autonom, astfel: pe termen scurt să se asigure

controlul tensiunii şi al frecvenţei la consumator, utilizând ca elemente de stocare

supercondensatoarele. Pe termen lung, se fac transferuri de putere şi, implicit, de energie în

anumite intervale orare considerate de vârf, cu ajutorul operatorului energetic, utilizându-se

energia stocată sub formă hidraulică. Punctul de funcţionare stabilit între caracteristica I-U a

sarcinii şi caracteristicile dispozitivelor de producere a energiei electrice se modifică

permanent, deoarece sursa sau sarcina se modifică permanent.

Pomparea apei în circuit închis poate fi făcută de către maşina hidraulică reversibilă.

Atunci când consumul de energie este redus, maşina hidraulică funcţionează în regim de

pompă, convertind energia electrică disponibilă în energie potenţială. În timpul zilei, când

solicitările consumatorilor casnici ṣi/sau industriali sunt mari, energia potenţială stocată va fi

convertită în energie electrică prin turbinare.

Proiectarea maşinilor hidraulice reversibile este realizată în general pentru a funcţiona

în regim de pompă. În această teză, maṣina hidraulică reversibilă a fost proiectată să

funcţioneze în regim de pompă.

Conform tipurilor de turbine prezentate, ca maşină reversibilă, vor fi utilizate turbinele

cu gama de turaţie mai mare pentru a se evita montarea unui multiplicator de viteză. Un astfel

de echipament va conduce la un randament global mai mic şi un preţ total al instalaţiei mai

mare. Randamentul turbinei depinde de parametrii hidraulici din instalaţie, dar şi de

parametrii geometrici ai modelului ales.

În regim de pompare, sarcina (înălţimea de pompare) este invers proporţională cu

creşterea debitului. Randamentul unei pompe centrifugale este cuprins între 0,4 şi 0,9 unităţi

6. Concluzii şi contribuţii personale

70

relative. Atunci când pompa este utilizată în regim de turbină, debitul trebuie să fie menţinut

constant.

Conversia energetică a lanţului eolian-hidro depinde foarte mult de coeficientul de

performanţă maxim al turbinei eoliene. Pentru turbinele eoliene cu performanţă ridicată, acest

coeficient poate atinge un maxim de aproximativ 0,5 unităţi.

Comparativ cu randamentul ciclului de turbinare, randamentul ciclului de pompare

este mai mare, deoarece maşina hidraulică reversibilă a fost proiectată să funcţioneze în regim

de pompă. Înmulţind fiecare randament parțial obţinut de la echipamentele prezente în lanţul

de conversie al energiei regenerabile în energie potenţială, randamentul global nu poate depăşi

40 %.

În tabelul 1.2. este redată durata ciclului de pornire şi de oprire al maşinilor reversibile

în lipsa convertorului static. Convertoarele statice interconectate între maşina electrică şi reţea

pot reduce acest interval, deoarece atât pornirea cât şi oprirea MSMP este realizată după o

caracteristică rampă/pantă predefinită.

În ceea ce priveşte tipologiile de convertoare electronice utilizate, în cadrul schemei de

acţionare s-au ales convertoare cu randament ridicat (ηmax = 97 %). Printr-un control adecvat

al invertorului tensiunea din circuitul intermediar poate fi utilizată într-o gamă mai largă,

evitându-se regimul de supramodulaţie (Fig. 4.16).

În tabelul 4.1 respectiv 4.2 sunt prezentate rezultatele simulărilor obţinute în două

moduri de funcţionare diferite pentru controlul invertorului de tensiune. Pentru acest timp de

simulator s-au utilizat: metoda modulării impulsurilor în durată PWM bazată pe undă

putătoare de tensiune, respectiv metoda PWM bazată pe teoria fazorilor spaţiali. Pentru a

obţine diferite valori în cadrul programului de simulare, s-au utilizat parametrii de catalog

pentru mai multe MSMP de puteri diferite. În cazul injectării componentei de armonica a

treia, valoarea efectivă a tensiunii va creşte cu 10-17 % şi randamentul cu aproximativ 3,27

%. La frecvenţe joase, randamentul obţinut pentru MSMP de 75 kW este mai performant.

În acest caz, a fost justificat modul de control al invertorului prin comparaţia a două

tehnici de control. Tehnica "space vector modulation" (SVM) s-a dovedit mai utilă deoarece

tensiunea din circuitul intermediar poate fi utilizată complet.

Pentru obţinerea unui randament maxim al pompei este important ca pompa să

funcţioneze la turaţia nominală. Când acest lucru nu este posibil sunt căutate alte metode de

îmbunătățire a randamentului grupului motor-pompă.

În continuare, în sistemul de control al invertorului de tensiune s-a utilizat tehnica

PWM bazată pe teoria fazorilor spaţiali. În programul de simulare, două metode de


71

funcţionare în regim de slăbire de flux au fost prezentate în scopul îmbunătăţirii

randamentului grupului motor-pompă. Prin ambele metode s-a arătat că la frecvenţe joase

turaţia MSMP a crescut. Creṣterea turaţiei MSMP a condus la îmbunătăţirea randamentului

total al grupului motor-pompă (Tab. 4.3).

Când MSMP funcţiozează în regim de slăbire de flux, conform rezultatelor prezentate

în capitolul IV, pierderile energetice din MSMP sunt mai mici decât atunci când MSMP

funcţioneză în regim nominal.

În acestă cercetare s-au utilizat două caracteristici de turaţie, una liniră ṣi alta neliniară,

pentru a diferenţia regimurile de funcţionare. Prin caracteristica de turaţie neliniară se poate

obţine un regim tranzitoriu de pornire mai lent.

Particularitatea controlului cu orientare după câmp, în cazul MSMP, este că curentul

statoric de referinţă din axa d (id*) este proporţional cu fluxul de reacţie statoric din axa d. Pe

de altă parte, la MSMP fluxul din întrefier este egal cu suma dintre fluxul rotoric util şi fluxul

statoric de reacţie generat de intensitatea curentului statoric. În această aplicaţie fluxul rotoric

este considerat un cadru de referinţă pentru stator şi fluxul din întrefier.

Pentru situaţia când cuplul este constant, în controlul cu orientare după câmp, fluxul

din întrefier din axa d este egal cu fluxul util generat de magneţii permanenţi, iar fluxul

statoric de reacţie din axa d este egal cu zero. Când MSMP funcţionează la putere constantă,

componenta reactivă a curentului statoric este utilizată pentru slăbirea câmpului magnetic din

întrefier în scopul creşterii turaţiei.

În tabelul 5.1 sunt prezentate rezultatele experimentale ca valori diferite ale

intensităţiilor curenţilor statorici în raport cu factorul de putere pentru a evidenţia regimul de

slăbire de flux la diferite frecvenţe ale tensiunii de alimentare a MSMP. În regimul de slăbire

de flux, intensitatea curentului va fi scăzută conducând implicit la pierderi electro-magnetice

mai mici. În Fig. 5.13 s-au arătat curbele de randament în raport cu nivelul de slăbire de flux

impus. Pentru momentul când factorul de putere este unitar randamentul obţinut pentru

MSMP este maxim. Acest lucru s-a arătat experimental în Fig. 5.15a, respectiv 5.15b pentru

aceeaṣi frecvenţă a tensiunii de alimentare. În regim de slăbire de flux intensitatea curentului

statoric pentru o fază a scăzut cu aproximativ 650 mA iar randamentul a crescut cu 5,56 %.

Urmărind caracteristicile de randament în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare a

MSMP (Fig. 5.13) se poate observa creşterea randamentului în raport cu scăderea puterii

reactive până la factor de putere unitar. Odată cu modificarea componentei de câmp a

intensităţii curentului, puterea mecanică nu se modifică întrucât componenta activă a

curentului rămâne constantă (Tab. 5.2).


72

Prin metodele de control utilizate randamentul MSMP a fost îmbunătăţit cu 5,56

procente, care la puteri de ordinul MW aduc contribuţii importante la conversia şi stocarea

energiei regenerabile.

6.2. Contribuţii originale

Prin lucrarea prezentată autorul aduce următoarele contribuţii originale:

În urma unui studiu amănunţit al literaturii de specialitate s-a realizat o analiză

a metodelor de stocare a energiei regenerabile sub formă hidraulică prin

pomparea apei şi s-a stabilit o schemă care să funcţioneze în regim autonom;

Cercetând mai multe lucrări ştiinţifice de specialitate dedicate stocării energiei

regenerabile, s-a optat pentru analiza unor metode şi sisteme de control ce

includ MSMP;

Pe baza ecuaţiilor matematice s-a conceput un model de simulator în

programul Matlab-Simulink. Modelul a fost testat cu parametrii din revistele

de catalog ale producătorilor de MSMP;

În următoarea etapă, s-au determinat parametrii electrici ai unor MSMP reale şi

s-au proiectat regulatoarele existente din schema de control în buclă închisă;

S-a conceput o metodă stabilă pentru controlul sistemului de acţionare;

S-a realizat un stand experimental la nivel de laborator. S-a adaptat şi s-a

implementat modelul de simulator în sistemul dSPACE pentru realizarea

experimentelor;

În aceste condiţii, s-au realizat experimente atât în buclă deschisă, cât şi în

buclă închisă, în scopul validărilor metodei propuse, pe două standuri cu două

MSMP diferite.

6.3. Diseminarea rezultatelor

A. Articole publicate în proceedings de conferinţe indexate ISI:

I. Ducar, C. Marinescu “Comparative study of induction machine parameters behavior at

variable load and speed”, Proceedings of the 4th IEEE International Symposium on

Electrical and Electronics Engineering ISEEE, Galaţi, România, Octomber 2013;

I. Ducar, C. Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping

applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on

Power Engineering, Iaṣi, România, September 2014;


73

I. Ducar, C. Marinescu, “Increasing frequency capability of PMSM vector controlled

drive for pumped storage”, Proceedings of the International Conference on Applied and

Theoretical Electricity, Craiova, România, 2014;

I. Ducar, C. Marinescu, “Increasing the Efficiency of Motor-Pump Systems Using a

Vector Controlled Drive for PMSM Application”, Proceedings of the International

Symposium on Fundamentals of Electrical Engineering, Bucharest, Romania, 2014;

I. Ducar, C. Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in

PMSM Applications”, Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in

Electrical Engineering, Bucharest, România, pp. 205-210, 2015.

B. Articole publicate în volume de conferinţe internaţionale si naţionale:

I. Ducar, C. P. Ion, “Design of a PMSG for Micro Hydro Power Plants”, Procedings of

the International Conference on Optimization of Electrical Equipment, Braṣov, România,

pp. 712-717, Mai 2012;

I. Ducar, C. Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System for

Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on

Automation, Quality and Testing, Robotics, Cluj, România, 2016;

C. Marinescu, A. Forcoş-Busca, I. Ducar, D. Ilea, “Improving the Efficiency of

Micro-Grids dedicated Pumped Storage Systems”, Proceedings of the International

Conference of the IEEE Industrial Electronics Society (IECON), Florence, Italy, 2016.

6.4. Direcţii viitoare de cercetare

În urma rezultatelor obţinute ale prezentei lucrări ştiinţifice pot exista câteva direcţii

noi de studiu, precum:

Realizarea şi adaptarea metodelor noi de control în scopul obţinerii unor

rezultate mai bune, atât la nivel de convertor, cât şi la nivel de acţionare;

Adaptarea modelului experimental la un sistem de acţionare real pentru grupul

motor-pompă centrifugală (un sistem care să conţină fizic instalaţia hidraulică

cu pompă centrifugală şi bazine pentru stocarea energiei sub formă potenţială);

Adaptarea modelului experimental în regim autonom complex, precum ṣi

funcţionarea acestuia pentru a se menţine stabilitatea sistemului la care este

conectat;

Încercarea unor noi modele de maşini electrice, respectiv hidraulice pentru

realizarea unui studiu complex în acest sens.

Bibliografie selectivă [1]. I. Ducar, "Automatizarea unei instalaţii de încălzire cu panouri solare vidate", lucrarea

de licenţă, Universitatea Transilvania din Braşov, 2009;

[2]. I. R. Căluianu, “Creşterea productivităţii energetice a panourilor fotovoltaice”, teza de

doctorat, Universitatea Tehnica de construcţii Bucureşti, 2011;

[3]. Cǎtǎlin Petrea Ion, Microhidrocentrale autonome cu generator asincron, editura

universităţii Transilvania din Braşov, 2008;

[4]. Corneliu Marinescu, ş.a. Surse regenerabile de energie. Abordări actuale, editura

universităţii Transilvania din Braşov, 2009;

[5]. I. Goşea, Automobilul electric alimentat cu pile de combustie, de la vis la realitate,

Buletinul AGIR nr. 4/2006, octombrie-decembrie;

[6]. Denis Dorffel, Peace-of-Mind, Series Hybrid electric Vehicle Drivetrain, 2003;

[7]. A. I. Stan, et all, “Lithium Ion Battery Chemistries from Renewable Energy Storage to

Automotive and Back-up Power Applications - An Overview”, in 2014 14th

International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment,

2014, pp. 713 – 720;

[8]. O. Căpăţână, M. Drăgan, R. Cazan, Hydro-Eolian Energetical Ensamble, Procc. of

IFAC 2007, Cluj-Napoca, Romania;

[9]. A. Forcoş, „Optimizarea sistemelor de stocare a energiei eoliene utilizând energia

hidroelectrică”, teza de doctorat prezentată la Universitatea Transilvania, Braşov,

Octombrie, 2011;

[10]. P. Breeze, Power generation technologies”, Newnes Elsevier, 2005;

[11]. G. Chimion şi alţii, „Pompe centrifugale”, Editura „Tehnică”, 1964;

[12]. M. Popa, „Acţionarea Electrică a Pompelor, Compresoarelor şi Ventilatoarelor.

Manualul inginerului electrician”, vol. VIII, Editura „Tehnică”, 1959;

[13]. S. Budea, „Ghid de proiectare al pompelor centrifuge – proceduri şi programe de

calcul”, Editura Printech, Bucureşti, 2006;

[14]. I. Preda, „Centrale hidroelectrice şi staţii de pompare, Vol. I şi II, Litografia Institutului

politehnic Timişoara, 1990;

[15]. S. Georgescu, „Staţii de pompare. Încadrarea turbopompelor în sisteme hidraulice”,

Editura Printech, Bucureşti, 2005;

[16]. T. Ackermann, „Wind Power in Power Systems, Royal Institute of Tehnology”, Stockholm,

Sweden, 2005;

Bibliografie selectivă

[17]. R. Krishnan, „Permanent Magnet Synchronous and Brushless DC Motor Drives”, CRC Press

Talor & Francis Group, 2010; [18]. J. Puramen, „Induction Motor versus Permanent Magnet Synchronous Motor in motion control

application: a comparative study”, Acta Universitatis, Finlanda, 2006;

[19]. D.M. Whaley „Low cost small scale wind power generation”, Phd. Thesis, The

University of Adelaide, Australia, 2009;

[20]. H. Vihriala, „Control of variable speed wind turbines,” Phd. Thesis, Tampere University

of Technology, 2002;

[21]. Final Report, „Technical Analysis of Pumped Storage and Integration with Wind Power

in the Pacific Northwest”, U.S. Army Corps of Engineers Northwest Division

Hydroelectric Design Center, august 2009;

[22]. I. Boldea, Variable Speed Generators, CRC Press, 2006;

[23]. Dan Stoia, Motoare de curent continuu excitate cu magneţi permanenţi, Editura tehnică,

1983.

[24]. I. Ducar, C. Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping

applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on

Power Engineering, Iaşi, 2014;

[25]. I. Ducar, C. Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in

PMSM Applications”, Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in

Electrical Engineering, Bucureşti, 2015;

[26]. M. Peter, M. Pavol and V. Jan, “PI-Controllers Determination for Vector Control

Motion,” Porcedings of the Annual Conference Tehnical Computing, Bratislava,

Slovakia, vol. 18, pp. 70-77, October, 2010;

[27]. S. Călin, I. Dumitrache, Regulatoare Automate, Ed. Didactică şi Pedagogică, 1985;

[28]. D. Neacşu, "Space Vector Modulation - An Introduction == Tutorial at IECON 2001

==", The 27th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, 2001;

[29]. D. Grahame, T. Lipo, "Pulse Width Modulation for Power Converters - Principle and

Practice", Interscience, IEEE Press Power Engineering Series, 2003;

[30]. D. Ionescu, P. Matei, "Mecanica fluidelor şi maşini hidraulice", Editura didactică şi

pedagogică Bucureşti, 1983;

[31]. P. Hue Tran, “Matlab-Simulink Implementation and Analysis of Three Pulse-Width-

Modulation (PWM) Techniques”, Master Thesis, Boise State University, 2012;

[32]. I. Serban, “Microreţele Hibride cu Surse Regenerabile de Energie”, Ed. Transilvania

University of Brasov, 2008;

Bibliografie selectivă

[33]. VEM, “Pemanent Magnet Synchronus Energy Motors for Inverter Operation with

Surface cooling”, type of cooling IC 411 thermal class 155 [F/B], type of Protection IP

55, Catalog 2012.

[34]. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System

for Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on

Automation, Quality and Testing, Robotics (AQTR); Cluj, Romania, 2016;

[35]. P. Javanbakht, S. Mohagheghi, M. G. Simoes, “Transient performance analysis of a

small-scale PV-PHS power plant fed by a SVPWM drive applied for a distribution

system”, Energy conversion congress and exposition (ECCE), pp. 4532-9, 2013;

[36]. W. H. Reuter, S. Fuss, J. Szalgayova, M. Obersteiner, “Investment in wind power and

pumped storage in a real options model, ”Renewable Sustainable Energy Rev, vol. 16,

issue 4, pp. 2242-8, 2012;

[37]. Padron S., Medina J.F., Rodriguez A. “Analysis of a pumped storage system to increase

the penetration level of renewable energy in isolated power systems, Gran Canaria: A

case study”, Energy 2011;36:6753-62;

[38]. Ma, H. Yang, L. Lu, J. Peng, “Pumped storage-based standalone photovoltaic power

generation system: modeling and techno-economic optimization”, Applied Energy, vol.

137, pp. 649-59, 2015;

[39]. Z. Glasnovic, J. Margenta, “The features of sustainable solar hydroelectric plant, ”

Renewable Energy”, vol. 34, pp. 1742-51, 2009;

[40]. L. Clotea, A. Forcos, C. Marinescu, M. Gergescu, “Power losses comparison of two

level and three level neutral clamped inverters for a wind pump storage System”, in

Proc. of International Conference of Optimization of Electrical and Electronical

Equipment, pp.1174-1179, May 2010.

Stocarea energiei regenerabile prin pomparea apei utilizând maşini

sincrone cu magneţi permanenţi

Renewable energy storage by pumping water using permanent magnet

synchronous machines

Conducător ştiinţific, Doctorand,

Corneliu MARINESCU Ioan DUCAR

Rezumat

Caracterul variabil al energiei regenerabile conduce la apariţia unor fluctuaţii de putere care

prin conversie energetică pot cauza instabilitatea reţelelor electrice. Energia regenerabilă stocată prin

pomparea apei este considerată o modalitate sigură de integrare a energiei regenerabile. Această

metodă permite acoperirea deficitului de energie în perioadele de consum ridicat prin conversia

energiei potenţiale a apei în energie electrică. În lucrarea de faţă sunt analizate şi prezentate câteva

metode de stocare a energiei regenerabile. Randamentul global obţinut depinde de tipul

echipamentelor prezente în schema de conversie şi de metoda de control utilizată. În lucrarea prezentă

s-a constatat că randamentul global obţinut nu poate depăşi 40 %. Fără nici un fel de metodă de

îmbunătăţire randamentul global obţinut a fost 27 %.

În acestă teză de doctorat este propusă o metodă de control pentru maşina sincronă cu magneţi

permanenţi (MSMP) care antrenează pompa centrifugală. Acestă metodă de control folosită conduce

la reducerea pierderilor electrice şi magnetice din MSMP, oferinâd un randament global mai bun.

Abstract

The variability of the renewable energy leads to power fluctuations that through energy

conversion may cause instability of electric grids. The renewable energy stored by pumping water is

considered a safe integration method for the renewable energy. This method allows covering the

energy deficit during periods of high consumption by converting the water potential energy into

electricity. In this paper several methods of storing renewable energy are analyzed and presented. The

obtained global efficiency depends on the type of the equipment presented in the conversion scheme

and on the control method used. In the presented paper, it was found that the global efficiency

obtained may not exceed 40%. Without any means of improving the global efficiency obtained was 27

%.

This thesis proposes a control method for permanent magnet synchronous machine (PMSM),

which drives the centrifugal pump. This used control method reduces electric and magnetic losses in

the PMSM, providing a better global efficiency.

Curriculum Vitae

Pagina 1 / 2

INFORMAŢII PERSONALE Ioan DUCAR

Câmpului, 1, Rasnov, 505401, România

0368 008 790, 0268 230 280 004 0 771 575 578

[email protected], [email protected]

-

Yahoo. mugur_ducar

Sexul M | Data naşterii 07/02/1983 | Naţionalitatea Româna

EXPERIENŢA PROFESIONALĂ

EDUCAŢIE ŞI FORMARE

COMPETENΤE PERSONALE

2007-2015 Electrician, trenuri ṣi locomotive electrice Ion CALIN, Braṣov (Str. Fundătura Hărmanului nr.2, 500240 Brasov Romania http://www.scrl.ro)

▪ montare, depanare ṣi revizii echipamente pentru locomotive ṣi trenuri electrice

SAI, BRAṢOV Secţia industrială RR (reparaţii cu ridicata)

2005-2009

2009-2011

2011-2016

Inginer, inginerie energetică i

Universitatea Transilvania, Braṣov, România

▪ Teoria circuitelor electrice, Programarea calculatoarelor ṣi limbaje de programare, Metode numerice, Electronică analogică, Electronică digitală, Convertoare electromagnetice, Teoria sistemelor de reglaj automat, Convertoare de frecvenţă, Convertoare statice, Producerea, transportul ṣi distribuţia energiei electrice, Automate programabile, Protecţia prin relee a instalaţiilor electrice, Sisteme de stocare a energiei electrice, Acţionări electrice, Instalaţii electrice la consumator, Alimentarea cu energie electrică a întreprinderilor, Staţii ṣi centrale electrice.

Inginer diplomat, sisteme electrice avansate Universitatea Transilvania, Braṣov, România

▪ Controlul convertoarelor electrice de putere, Metode dinamice pentru sisteme de conversie a energiei, Metode numerice in sisteme electrice avansate, Monitorizarea calitatii energiei electrice, Sisteme de măsurare, achiziţie si prelucrare a datelor, Analiza stabilitatii si managementul energiei, CAD, Elemente de stocare, Masini electrice speciale, Microretele electrice inteligente, Centrale Eoliene, Centrale solare ṣi instalaţii hibride, Interfeţe electronice, Microhidrocentrale.

Studii de doctorat, Inginerie electrică, Sisteme electrice avansate ▪ Stocarea energiei regenerabile prin pomparea apei utilizând maşini sincrone cu magneţi permanenţi

Limba(i) maternă(e) Română

Alte limbi străine cunoscute ΙNΤELEGERE VORBIRE SCRIERE

Ascultare Citire Participare la conversaţie Discurs oral

Engleză B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2

Competenţe de comunicare ▪ bune competenţe de comunicare dobândite prin experienţa proprie de inginer electrotehnist

Curriculum Vitae Ioan DUCAR

Pagina 2 / 2

INFORMAΤII SUPLIMENTARE

Competenţe organizaţionale/manageriale

▪ activităţi didactice de laborator, curs ṣi seminar cu studenţii

Competenţe dobândite la locul de muncă

▪ o bună cunoaştere a proceselor electrice ṣi electromagnetice

Competenţă digitală AUTOEVALUARE

Procesarea informaţiei Comunicare Creare de

conţinut Securitate Rezolvarea de probleme

Independent Independent Independent Independent Independent

▪ competenţe bune de programe de birou (office, cad, matlab, matcad, neplan) ▪ bune cunoştinţe de windows, linux

Alte competenţe ▪ calculatoare, electronică de putere

Permis de conducere B

Publicaţii

1. I. Ducar, C. Marinescu, “Comparative study of induction machine parameters behavior at variable

load and speed”, Proceedings of the 4th IEEE International Symposium on Electrical and Electronics

Engineering ISEEE, Galaţi, România, Octomber 2013;

2. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping

applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on Power

Engineering, Iasi, România, September 2014.

3. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing frequency capability of PMSM vector controlled drive

for pumped storage”, Proceedings of the International Conference on Applied and Theoretical

Electricity, Craiova, România, 2014;

4. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in

PMSM Applications” Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in Electrical

Engineering, Bucharest, România, pp. 205-210, 2015;

5. I. Ducar, C. P. Ion, “Design of a PMSG for Micro-Hydro Power Plants”, Procedings of the

International Conference on Optimization of Electrical Equipment, Brasov, România, pp. 712-717,

Mai 2012;

6. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing the Efficiency of Motor-Pump Systems Using a Vector

Controlled Drive for PMSM Application”, Proceedings of the International Symposium on

Fundamentals of Electrical Engineering, Bucharest, România, 2014;

7. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System for

Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on Automation,

Quality and Testing, Robotics; Cluj, România, 2016;

8. C. Marinescu, A. Forcoş-Busca, I. Ducar, “Improving the Efficiency of Micro-Grids dedicated

Pumped Storage Systems”, Proceedings of the International Conference of the IEEE Industrial

Electronics Society (IECON), Florence, Italy, 2016.

Curriculum Vitae

Page 1 / 2

PERSONAL INFORMATION Ioan DUCAR

Câmpului, 1, Rasnov, 505401, Romania

0368 008 790, 0268 230 280 004 0 771 575 578

[email protected], [email protected]

-

Yahoo. mugur_ducar

Sex M | Date of birth 07/02/1983 | Nationality Romanian

WORK EXPERIENCE

EDUCATION AND TRAINING

PERSONAL SKILLS

2007-2015 electric trains, repairs and upgrades CFR, SCRL- BV Ion CALIN, Braṣov (Str. Fundatura Harmanului nr.2, 500240 Brasov Romania http://www.scrl.ro)

▪ installation, repair and overhaul equipment for locomotives and electric trains

SAI, BRASOV RR industrial sector (repair Wholesale)

2005-2009

2009-2011

2011-2016

Bachelor of science Universitatea Transilvania, Braṣov, Romania

▪ Testing to electromagnetic disturbances of technical systems; Dynamic modeling of the electrical systems; CAD for electrical systems; Electrical power converters control; Electrical energy storage systems; Electric energy quality monitoring; Measuring, data acquisition and processing systems; Numerical methods for electrical systems analysis.

Master of science ▪ Electronic interfaces for power systems; Solar power plants and hybrid energy systems; Wind power plants;

Micro hydroelectric power plants; CAD/CAE in power electronics; Smart electrical microgrids and distributed generation systems; Power system stability.

Studies Ph.D., Electrical Engineering, Advanced Electrical Systems ▪ Renewable energy storing by pumping water using permanent magnet synchronous machines

Mother tongue(s) Romanian

Other language(s) UNDERSTANDING SPEAKING WRITING

Listening Reading Spoken interaction Spoken production

English B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2

Communication skills ▪ Good communication skills gained through my experience of electro-technical engineer

Organisational / managerial skills ▪ teaching laboratory, lecture and seminar with students

Job-related skills ▪ a good knowledge of the electrical and electromagnetic

Curriculum Vitae Ioan DUCAR

Page 2 / 2

ADDITIONAL INFORMATION

Digital competence SELF-ASSESSMENT

Information processing Communication Content

creation Safety Problem solving

Independent Independent Independent Independent Independent

▪ Good office software skills (office, CAD, Matlab, Mathcad, Neplan) ▪ Good knowledge of Windows, Linux.

Other skills ▪ computers, power electronics

Driving licence B

Publications

1. I. Ducar, C. Marinescu “Comparative study of induction machine parameters behavior at variable

load and speed”, Proceedings of the 4th IEEE International Symposium on Electrical and Electronics

Engineering ISEEE, Galati, Romania, Octomber 2013;

2. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping

applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on Power

Engineering, Iasi, Romania, September 2014.

3. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing frequency capability of PMSM vector controlled drive

for pumped storage”, Proceedings of the International Conference on Applied and Theoretical

Electricity, Craiova, Romania, 2014;

4. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in

PMSM Applications” Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in Electrical

Engineering, Bucharest, Romania, pp. 205-210, 2015;

5. I. Ducar, C. P. Ion, “Design of a PMSG for Micro Hydro Power Plants,” Procedings of the

International Conference on Optimization of Electrical Equipment, Brasov, Romania, pp. 712-717,

May 2012;

6. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing the Efficiency of Motor-Pump Systems Using a Vector

Controlled Drive for PMSM Application”, Proceedings of the International Symposium on

Fundamentals of Electrical Engineering, Bucharest, Romania, 2014;

7. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System for

Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on Automation,

Quality and Testing, Robotics; Cluj, Romania, 2016;

8. C. Marinescu, A. Forcoş-Busca, I. Ducar, “Improving the Efficiency of Micro-Grids dedicated

Pumped Storage Systems”, Proceedings of the International Conference of the IEEE Industrial

Electronics Society (IECON), Florence, Italy, 2016.

universitatea transilvania din brasov...solare, captatoare cu tuburi vidate sau sisteme de...

Documents