Energia eolian ă a fost folosit ă de om pe parcursul a mii de ani. De peste 3000 de ani, morile de vânt sunt folosite pentru m ăcinat sau pomparea… [611904]

ENERGIA EOLIAN Ă

I. Vântul ca surs ă de energie

Energia eolian ă a fost folosit ă de om pe parcursul a mii de ani. De peste 3000 de ani, morile
de vânt sunt folosite pentru m ăcinat sau pomparea apei. Și astăzi, în secolul informaticii, al energiei
nucleare și electricit ății, mii de mori de vânt sunt folosite pe diferite continente pentru pomparea
apei și a petrolului, pentru irigare, produ cerea energiei mecanice în scopul ac ționării mecanismelor
de mică putere.
Electricitatea poate fi ob ținută folosind diferite metode, dar absolut toate necesit ă combustibil
în cele mai multe cazuri de origine fosil ă: cărbune, gaz natural, petrol sau uranium 235 și plutoniu
239 la centralele termonucleare. Pr in ardere sau în r ezultatul fisiunii nucl eare, energia primar ă în-
globată în combustibil se transform ă în energie termic ă. Proiectat ă în mod special pentru fiecare tip
de combustibil, turbina antreneaz ă generatorul care produce electricitate. În acest context, electrici-
tatea produs ă de vânt nu se deosebeș te de cea produs ă din combustibil fosil sau nuclear. Vântul, în
calitate de combustibil manifest ă un avantaj esen țial: este fără plată și nu polueaz ă mediul ambiant.
În prezent, expresia „ utilizarea energiei eoliene ” semnific ă, în primul rând, energia electric ă
nonpoluant ă produsă la o scară semnificativ ă de „morile de vânt” moderne numite turbine eoliene,
termen prin care se încearc ă accentuarea similarit ății cu turbinele cu abur sau cu gaz, folosite pentru
producerea electricit ății și totodată, pentru a face o distincț ie între vechea și noua lor destina ție.
Încercă ri de a ob ține energie electric ă din vânt energia vântului dateaz ă peste o sut ă de ani,
începând cu sfâr șitul secolului al XIX-lea. O adev ărată înflorire a acestei tehnologii se atest ă, însă,
abia după criza petrolului din anul 1973. Cre șterea brusc ă a preț ului la petrol a impus guvernele ță-
rilor dezvoltate s ă aloce substan țiale surse financiare pentru pr ograme de cercetare, dezvoltare și
demonstrare. Pe parcursul a 20 de ani, la nivel mondial, s-a creat o nou ă tehnologie, o nouă indus-
trie și de facto, o nou ă piață de desfacere: piaț a Sistemelor de Conversie a Energiei Eoliene (SCEE)
– Wind Energy Convertion Systems (WECS).
Dac ă în anul 1973 principalul stimulent de dezvoltare a SCEE 1-a constituit pre țul petrolu-
lui, astăzi s-a adăugat un al doilea stimulent: tendin ța omenirii s ă producă energie electric ă „curată"
sau „verde" f ără sau cu mici emisii de oxid de carbon. A nul 1993 a fost marcat ca începutul unui
avânt în domeniul conversiei energiei eoliene caracterizat printr-o cre ștere anual ă de peste 20% a
capacităților de putere instalat ă. Astfel, în 1999 capacitatea mondial ă a crescut cu 4.033 MW, ceea
ce a constituit un record pentru filiera eolian ă și ceea ce este foarte semnificativ, pentru prima dat ă a
depășit capacitatea de putere nuclear ă instalată în lume în acela și an. În perioada 1996-2006, capaci-
tatea mondial ă a crescut de peste 12 ori, atingând ci fra de 73.904 MW în 2006. Liderul incontestabil
este Uniunea European ă, urmată de SUA și India. O astfel de dezvoltare spectaculoas ă nu cunoa ște
nici un alt sector din industria mondial ă, preconizându-se ca în anul 2010 puterea instalat ă să ajungă
la 160.000 MW.
II. Conversia energiei cinetice a fluxului de aer în energie mecanic ă. Limita lui Betz
II.1. Energia și puterea vântului
,vm E2
= Energia unui flux de aer care se miș că cu o viteză liniară v se determin ă cu expresia energiei
cinetice:

(II.1)
2
unde m este masa aerului în mi șcare, determinat ă de densitatea aerului ρ și volumul care str ăbate o
suprafață oarecare S în unitatea de timp:
(II.2) .ρSv m=

. Sv
2ρP3= Unitatea de m ăsură a masei din expresia (II.2) este kg/s și înlocuind în (II.1), se ob ține pute-
rea fluxului de aer în wa ți:

(II.3)
1

Puterea specific ă sau densitatea de putere eolian ă ce revine la un metru p ătrat de suprafață
va fi:
(II.4) .vρ0,5 p3⋅ ⋅ =

La presiune atmosferic ă normală și la temperatura de 15°C, densitatea aerului este 1,225
kg/m3. Dacă înălțimea deasupra nivelului m ării variază între 0 și 100 m (turnurile turbinelor moder-
ne de putere mare au în ălțimi de 60 – 120 m), varia ția densității nu depășește 5% ș i în prima aproxi-
mație, o consider ăm constant ă.

Fig. II.1. Variația puterii specifice a unu i flux de aer în func ție de viteza cu care se deplaseaz ă acesta.

În figura II.1 este reprezentat ă variația puterii specifice a unui flux de aer în func ție de vite-
ză. Viteza nominal ă de calcul a vântului pentru turb ine moderne de mare putere variaz ă între 12,0 și
15,0 m/s (vezi zona ha șurată).
Pe baza expresiilor (II.3) și (II.4) se pot trage urm ătoarele concluzii:
1. Formulele (II.1) și (II.2) prezint ă potențialul energetic al unui flux de aer care str ăbate su-
prafaț a S sau un metru p ătrat de suprafață (unitatea de suprafa ță).
2. M ărirea de dou ă ori a diametrului rotorului turbinei va conduce la majorarea de 4 ori a pu-
terii fluxului de aer care str ăbate suprafa ța rotorului.
3. Majorarea de 2 ori a vitezei vântului conduce la majorarea de 8 ori a puterii fluxului de
aer sau a puterii specifice.
4. Este foarte important s ă cunoaștem valoarea vitezei vântului și cum variaz ă în timp pentru
a prezice cât mai exact poten țialul energetic eolian într-o localitate oarecare.
5. Se cer eforturi considerabile pentru a ob ține certitudinea c ă centrala eolian ă va fi amplasa-
tă într-o localitate cu cele mai mari viteze ale vântului. În unele țări, se utilizeaz ă turnuri relativ
înalte (mai mari de 60 – 80 m), pe ntru a valorifica avantajele ce țin de creșterea vitezei odat ă cu
creșterea înălțimii.
II.2. Turbina eolian ă în fluxul de aer
Turbina eolian ă transform ă energia cinetic ă a fluxului de ae r care traverseaz ă aria baleiată
de rotor în energie mecanic ă apoi, cu ajutorul generatorului, în energie electric ă. Apare întrebarea:
ce se întâmpl ă la amplasarea rotorului turbinei într-un flux de aer? Este evident c ă fluxul de aer ce-
dează doar o parte din energia cinetic ă (după cum se va vedea ulterior), restul energiei se consum ă
pentru ca aerul s ă părăsească zona de interacț iune flux – turbin ă.
În fig. II.2 se prezint ă schematic un flux de aer cu viteza ini țială v0, care străbate aria circula-
ră A0 și interacționează cu rotorul turbinei cu aria baleiat ă A1. În secț iunea A1, fluxul de aer întâlne ș-
te o rezisten ță, presiunea cre ște, iar viteza scade pân ă la v1. Cedând o parte din ener gie, fluxul de aer
părăsește turbina cu viteza v2 mai mică decât v1. Deoarece masa de aer care traverseaz ă secțiunile
A0, A1 și A2 rămâne constant ă, iar viteza s-a mic șorat, rezultă că A2>A 1>A 0, altfel spus, are loc efec-
tul de deflectare (deformare ) a fluxului de aer care str ăbate rotorul turbinei, formându-se o pâlnie.
Fluxul de aer format imediat dup ă elice se mai nume ște jet de curent al eli cei, în care presiunea sta-
2

tică este mai mic ă decât în zona liberă a atmosferei. La distan țe mai mari fa ță de elice, presiunea
statică se restabileș te.

Fig. II.2. Efectul produs de turbina eolian ă asupra unui flux de aer.

II.3. Limita lui Betz
În anul 1919 fizicianul german Albert Betz a formulat legea care r ăspunde la întrebarea: ce
parte din energia cinetic ă a unui flux de aer poate fi transformat ă în energie mecanic ă? Betz a
analizat o turbin ă cu rotor idealizat:
– se admite c ă rotorul prezint ă un disc cu un num ăr infinit de pale sub țiri;
– se neglijeaz ă pierderile de energie;
– fluxul de aer curge prin sec țiunile imaginate din figura II.2 f ără turbulență .
Viteza v0 este viteza curentului de aer pân ă la rotor, v2 – viteza cu care fluxul de aer p ărăseș-
te zona rotorului, v1 – viteza fluxului în sec țiunea A1 a rotorului. În conform itate cu legea a doua a
lui Newton, varia ția cantităț ii de miș care este egal ă cu forța care acționează asupra corpului:

.
dtdvm (mv)
dtdF = = (II.5)

Variaț ia vitezei curentului de aer pentru mode lul de mai sus în decursul unei secunde ( dt =
1s) va fi dv = v 0 – v 2 și în consecin ță:
(II.6) . ) v m(v F− =2 0
Introducând no țiunea de factor de frânare a fluxului de aer în turbin ă e=v 1/v0, și în ipoteza c ă
viteza vântului variaz ă liniar, determin ăm viteza fluxului de aer în aria A1 a turbinei:

3. v e v 2 v ,
2v vv0 0 22 0
1 − ⋅ ⋅ = ⇒+=
. e) e(1 v A 2 F2
0 1− ⋅ ⋅ ⋅ ρ ⋅ =
. ) e (1 e v2 2 3
0 1− ⋅ ⋅(II.7)

Conform rela ției (II.2), masa de aer care traverseaz ă suprafața A1 într-o secundă va fi:

(II.8) . e v A ρv Aρm0 1 1 1 ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
Înlocuind în expresia for ței F din (II.6) viteza v 2 din (II.7) ș i masa m din (II.8) rezultă :

(II.9)

Puterea dezvoltat ă de turbin ă este produsul dintre fort ă și viteză:

(II.10) Aρ2 v F P1⋅ ⋅ = ⋅ =

Conform rela ției (II.3), puterea fluxului de aer care are viteza v0 va fi:

. v Aρ 2P sau v A ρ
21P3
0 1 03
0 1 0 ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = (II.11)

Înlocuind în expresia puterii (II.10), se ob ține:
(II.12) e P 4 P2
0⋅ ⋅ = , Cp 0 P e) (1⋅ = −

în care
(II.13) e) (1 e 4 C2
p − ⋅ =

și se nume ște factorul de putere (factor de eficien ță) sau limita lui Betz. Derivând expresia (II.137)
în raport cu e și se determin ă valoarea acestuia pentru care puterea P va fi maxim ă. Se obț ine e =
2/3 și Cp = 16/27 = 0,593.

Putem trage urm ătoarea concluzie: fluxul de aer va ced a unei turbine ideale nu mai mult de
59,3% din puterea sa ini țială P și aceasta se va realiza dac ă factorul de frânare e = 2/3 și viteza flu-
xului de aer dup ă turbina va fi v2 = 1/3· v0. În realitate, cele mai perfor mante turbine eoliene cu trei
pale au factorul Betz egal cu 0,45 – 0,50.
II.4. Efectul num ărului de pale și al diametrului rotorului
Limita lui Betz demonstreaz ă că o turbină eoliană ideală poate extrage din vânt o putere de
cel mult 59,3%, dar analiza efectuat ă mai sus nu indic ă regimul de func ționare a turbinei sau varian-
ta constructiv ă a rotorului astfel încât s ă se atingă valoarea maxim ă a factorului de putere. În cele ce
urmează se va face o analiz ă din punct de vedere calit ativ a regimului de func ționare a turbinei și a
efectului num ărului de pale sau al factorului de solidit ate asupra valorii factorului de putere.
Eficienț a conversiei energiei fluxului de aer în energie mecanic ă va fi mai mic ă decât valoa-
rea optim ă dacă:
a) Rotorul turbinei are un num ăr de pale mare (factorul de soliditate este mare) sau rotorul
rotește cu o vitez ă foarte mare și fiecare pal ă se mișcă într-un flux de aer dist orsionat (turbulent) de
către pala din față .
b) Rotorul turbinei are un num ăr mic de pale (factorul de solid itate este mic) sau rotorul ro-
tește cu o vitez ă foarte mic ă și fluxul de aer traverseaz ă suprafața rotorului f ără a interac ționa cu
acesta.
În consecin ță, pentru a ob ține o eficien ță maximă de conversie a energiei trebuie ca viteza de
rotație a rotorului să fie corelată cu viteza vântului. Pentru a caracteriza turbin ele eoliene cu diferite
caracteristici aerodinamice se utilizeaz ă un parametru adimensional, numit coeficient de vitez ă al
turbinei sau rapiditatea turbinei λ (în englez ă tip speed ratio).
Rapiditatea leag ă într-o singur ă formulă trei variabile importante ale turbinei: viteza de rota-
ție ω, raza rotorului (diametrul) R și viteza vântului v și se define ște ca raportul dintre viteza liniar ă
a vârfului palei U și viteza vântului.

.
vωR
vUλ= = (II.14)

O turbină oarecare poate func ționa într-o gam ă largă de variație a rapidit ății λ, dar va avea e-
ficiență maximă Cp numai pentru o valoare optim ă a rapidităț ii, cu alte cuvinte, dac ă viteza liniar ă U
va fi egală cu viteza vântului înmulț ită cu valoarea optim ă a rapidităț ii.

Fig. II.3. Caracteristicile aerodinami ce ale diferitelor turbine.

În figura II.3 sunt prezentate caracteristicile Cp – λ, pentru turbine cu un num ăr diferit de
pale. Analiza acestor car acteristici ne permite s ă tragem urm ătoarele concluzii:
a) Cu cât num ărul de pale este mai mic, cu atât mai mare este rapiditatea optim ă pentru care
factorul de putere sau eficien ța conversiei energiei este maxim ă.
4

b) Două turbine cu puteri egale, dar cu num ăr diferit de pale se deosebesc prin aceea c ă tur-
bina cu multe pale va dezvolta un moment mai mare și va avea viteza de rota ție mai mic ă și invers –
turbina cu pu ține pale va dezvolta un mome nt mic, dar va avea o vitez ă de rotație mai mare.
c) Turbina cu trei pale are cel mai mare factor de eficien ță. Diferenț ele dintre factorii de efi-
ciență maximi ai turbinelor cu 2-5 pale nu este semnificativ ă. Avantajele turbinelor cu dou ă sau cu
o singură pală constau în posibilitatea func ționării într-o zon ă mai largă de variație a rapidităț ii, în
care factorul de eficien ță are valoare maxim ă sau aproape de cea maxim ă.
d) Factorul maxim de eficien ță (Betz) al turbinei cu 12 – 18 pale este mai mic decât al turbinei
cu 3 pale și nu depășește 0,35.
Dependen ța puterii turbinei de diametrul rotorului. Turbinele de putere mic ă au turnuri
cu înălțimi relativ mai mari decât cele de putere mare. Aceasta se explic ă prin necesitatea excluderii
influenței negative a stratului de suprafa ță al solului și a obstacolelor asupra vi tezei vântului. Pentru
valori ale diametrului rotorului cuprinse între 5 și 10 m, raportul dintre în ălțimea turnului și diame-
trul rotorului este egal cu 6 – 2. Începând cu diamet re egale sau mai mari de 30 m, acest raport osci-
lează în jurul cifrei 1. Evident, costurile specifice ale turbinelor mici vor fi mai mari.
Puterea mecanic ă generată de turbin ă este propor țională cu pătratul diametrului rotorului.
Odată cu creșterea diametrului, respectiv a în ălțimii turnului, va creș te și viteza vântului. De obicei,
creșterea vitezei vântului este considerat ă proporțională cu raportul în ălțimilor la puterea 1/7. Astfel
puterea turbinei este propor țională cu diametrul rotorului la puterea (2 + 3·1/7) = 2,42. Pentru turbi-
nele comercializate în prezent o bun ă aproximare oferă expresia:

(II.15) , D 0,06 P2,42⋅ =

în care, D – este diametrul rotorului, în m, P – puterea, în kW.

Fig. II.4. Puterea nominală a turbinelor come rcializate în func ție de diametrul rotorului.

În figura de mai sus, linia continu ă corespunde expresiei (II.15).
La nivel mondial se constat ă tendința de majorare a diametrului rotorului, chiar și în cazul
când puterea nominal ă rămâne aceea și. De exemplu, turbinele cu puterea de 1,5 MW proiectate
până în anul 1997 aveau diametrul me diu al rotorului egal cu 65,0 m, în anul 2000 diametrul rotoru-
lui a atins valoarea de 69,1 m, iar în anul 2003 a ajuns deja la 73,6 m. Majo rarea diametru lui rotoru-
lui conduce la cre șterea puterii extrase din vânt. Dac ă puterea nominal ă rămâne aceea și, poate fi
micșorată viteza de calcul a vântului. Astfel, cre ște aria de utilizare a turbinelor eoliene, care includ
noi zone cu un poten țial energetic eolian mediu ș i mic. Aceast ă tendință se reflect ă și asupra expre-
siei empirice (II.15): pent ru turbinele proiectate dup ă anul 2003, puterea nominal ă, în MW, poate fi
calculată cu expresia:

(II.16) . D 0,000195 P2,156⋅ =

Viteza liniar ă a vârfului palei este pr odusul dintre viteza de rota ție și raza rotorului. Pentru
turbinele cu puterea nominal ă de 0,6 – 3,6 MW viteza liniar ă variază între 43,0 și 90 m/s (155-325
km/h). Astfel de viteze linia re impun o proiectare riguroas ă a profilului aerodinamic, asigurarea bu-
5

nei calități a suprafe ței și o balansare dinamic ă excelentă a rotorului. Toate aceste m ăsuri conduc la
diminuarea considerabil ă a zgomotului și permit amplasarea turbinelor moderne în imediata vecin ă-
tate a comunelor și orașelor.
II.5. Tipuri constructive de turbine eoliene
Turbinele eoliene pot fi clasific ate în patru grupe mari, în func ție de puterea dezvoltat ă la vi-
teza de calcul a vântul ui, care este cuprinsă între 11 și 15 m/s. Microturbinele acoper ă puterile cu-
prinse între 0,05 și 3,0 kW. Turbinele de putere mic ă au puteri cuprinse între 3 și 30 kW, iar de
putere medie – 30 – 1.000 kW. Atât microturbinele, cât și turbinele de putere mic ă sunt proiectate
pentru a func ționa în regim autonom și alimenteaz ă cu energie electric ă consumatorii dispersa ți teri-
torial și neconecta ți la rețelele electrice publice. În ac est scop, turbinele sunt dotate cu acumulatoare
de energie electric ă și dispozitive de condi ționare a energiei: regulatoare și convertoare de frecven-
ță. În a patra grup ă sunt incluse turbinele cu puterea mai mare de 1.000 kW, numite turbine de mare
putere sau turbine multimegawatt. Tendin ța actuală este majorarea puterii per unitate, majoritatea
absolută a turbinelor func ționează în paralel cu re țeaua electric ă publică, dându-se prioritate turbi-
nelor cu puterea mai mare de 1 MW.
Pe parcursul anilor au fost propuse și patentate sute de scheme c onstructive ale turbinelor e-
oliene, însă doar câteva zeci au fost testate, din care doar câteva au penetrat pia ța turbinelor eoliene.
Majoritatea absolut ă a turbinelor comercializate sunt cu ax ă orizontală . Axa de rota ție a tur-
binei coincide cu direc ția vântului și este paralel ă cu suprafa ța solului.

Fig. II.5. Turbine eoliene cu axa de rota ție orizontal ă și un singur rotor: a) – cu o pal ă;
b) – cu dou ă pale; c) – cu trei pale; d) – cu mai multe pale.

În figura II.5 sunt prezentate tipuri constructive de turbine cu axa de rota ție orizontală , cu un
singur rotor și numere diferite de pale.

Fig. II.6. Turbine eoliene cu axa de rota ție orizontal ă: e) – cu trei rotoare; f) – cu dou ă rotoare ce se rotesc
în direcții diferite; g) – cu rotor în fa ța turnului și giruetă (up-wind); h) – cu rotor în spatele turnului cu
autoreglare (down-wind).

În figura II.6 sunt prezentate diverse tipur i constructive de turbine cu axa de rota ție orizonta-
lă, cu mai multe rotoare (e și f) ș i cu un singur rotor și dispozitive de au toreglare pe direc ția vân-
tului.
6

În cazul turbinelor cu ax ă verticală, direcția vântului este perpendicular ă pe axa de rota ție și,
respectiv, perpendicular ă pe suprafa ța solului (fig. II.7).

Fig. II.7. Turbine eoliene cu axa de rota ție orizontal ă: i) – Savonius; j) – Darrieus;
k) – Evence; l) – combinat ă Darrieus – Savonius.

De și turbinele cu axa vertical ă au pierdut competiț ia, inginerii revin iar ăși și iarăși la aceast ă
schemă constructiv ă, cauza principal ă fiind urm ătoarele dou ă avantaje indiscutabile:
♦ Generatorul, multiplicatorul și alte componente func ționale pot fi amplasate pe suprafa ța
solului, nu sunt necesare gondola și turnul masiv.
♦ Turbina nu necesit ă un mecanism special de urm ărire a direc ției vântului.
Din nefericire, dezavantajele acestor turbine prevaleaz ă în comparaț ie cu avantajele:
– Viteza vântului în stratul limitrof cu suprafa ța solului este mic ă. Astfel, se fac economii la
construcția turnului, dar pierde m în puterea dezvoltat ă de turbin ă.
– Factorul de conversie a ener giei vântului în energie mecanic ă este mai mic.
– Unele tipuri, ca de exemplu tu rbina Darrieus sau Evence, nu asigur ă demararea. Este nece-
sar un motor auxiliar care porne ște turbina sau o turbin ă mică tip Savonius.
– Turbinele de mare putere necesit ă cabluri de suport, care m ăresc considerabil suprafa ța o-
cupată a terenului.
– Înlocuirea rulmentului axial principal necesit ă demontarea completă a turbinei.
O caracteristică esențială a turbinelor cu ax ă orizontală constituie num ărul de pale. Ele pot fi
cu una, dou ă, trei sau mai multe pale (vezi fig. II.5, a-d). Cu cât turbina are mai multe pale, cu atât
este mai mare aria solid ă a suprafeț ei baleiate (m ăturată ) de rotor. În teoria turbinelor eoliene nu-
mărul de pale este considerat cu factorul de soliditate, care reprezint ă raportul dintre aria tuturor pa-
lelor și aria baleiat ă de rotor. Este evident c ă turbinele cu 1-3 pale au un factor de soliditate mai mic
decât turbinele cu 12 sau 18 pale. Cu cât este mai mare factorul de soliditate (rotor cu multe pale),
cu atât este mai mic ă viteza de rota ție a turbinei, iar cuplul dezvoltat va fi mai mare și invers. Din a-
ceastă cauză, turbinele cu pu ține pale sunt utilizate pentru genera rea energiei electrice, iar cele cu
pale multe, pentru pomparea apei, acț ionarea feră straielor, concasoarelor, val țurilor de m ăcinat etc,
altfel spus, a maș inilor, care necesit ă viteze mici de rota ție și cupluri mari la pornire.
II.6. Principii de control al pute rii furnizate de turbina eoliană în re țea
Turbina eolian ă va furniza în re țea puterea nominal ă, dacă viteza vântului va fi egal ă cu cea
de calcul, de obicei 11-15 m/s. Pentru viteze ale vântului mai mari trebuie s ă limităm puterea meca-
nică, respectiv suprasolicit ările asupra palelor rotorului, multiplicatorului, generatorului, turnului
etc. Astfel, apare necesitatea contro lului puterii turbinei. Cele mai r ăspândite sunt urm ătoarele me-
tode de control: ● frânarea aerodinamic ă pasivă (passive stall control);
● reglarea unghiului de atac (activepitch contol);
● frânarea aerodinamic ă activă (active stall control);
● scoaterea rotorului turbinei din direc ția acțiunii vântului (yaw control).
Controlul puterii folosind frânarea aerodinamic ă pasivă, este cea mai simpl ă metodă și
poate fi folosit ă pentru turbine cu viteza de rota ție constant ă. Cu alte cuvinte, viteza de rota ție nu
7

depinde de viteza vântului sau variaz ă nesemnificativ (1-2%). Viteza de rota ție constant ă a turbinei
poate fi ob ținută în SCEE dotate cu generatoare asincron e sau sincrone conectate direct la re țelele
electrice publice (fig. II.8, b). Pale le rotorului sunt fixate rigid și au o form ă aerodinamic ă, care
asigură un caracter laminar al fluxului de aer pentru vi teze ale vântului cuprinse între cea de pornire
vp și cea calculat ă vc (fig. II.8, c). Pentru viteze ale vântului mai mari decât vc (fig. II.8, a), mi șcarea
fluxului de aer deasupra palei devine turbulent ă, forța de ridicare scade, iar cea de rezisten ță crește
și respectiv scade puterea mecanic ă.
Forma tipic ă a caracteristicii de putere P
= f(v) pentru o turbin ă cu frânare aerodinamic ă
se prezintă în fig. II.8, d. În zona vitezelor v p <
v < vc, puterea furnizat ă în rețea este propor țio-
nală cu cubul vitezei vântul ui. La viteza de cal-
cul, turbina genereaz ă puterea nominală , iar
dacă viteza vântului continu ă să crească, se in-
tensifică frânarea aerodinamic ă și creșterea pu-
terii furnizate în re țea se limiteaz ă. În cele mai
frecvente cazuri, pentru viteze egale sau mai
mari de 25 m/s, turbina este deconectat ă și frâ-
nată cu frâna mecanic ă din dotare. Avantajul
principal al acestui principiu de control const ă
în simplitatea realiz ării. Dezavantajele constau
în: – necesitatea unui calcul riguros al profi-lului aerodinamic al palei, – generatorul trebuie s ă reziste la supra-
solicitări de 20-30%;
– pentru viteze mari (mi șcarea turbulent ă
se intensific ă) ale vântului puterea generat ă în
rețea devine mai mic ă decât cea nominal ă.
Fig. II.8. Principiul de control al puterii furnizate
în rețea folosind frânarea aerodinamic ă. Controlul puterii folosind reglarea ac-
tivă a unghiului de atac . Controlul puterii fur-
nizate se realizeaz ă prin reglarea unghiului de
atac α (fig. II.9, a). În acest scop pala este rotit ă
de un mecanism special în jurul axei longitudi-nale. Viteza de rota ție a turbinei poate fî varia-
bilă. Pentru a men ține frecven ța constant ă, ge-
neratorul sincron es te conectat la re țea prin in-
termediul convertorului de frecven ță (fig. II.9,
b). Pentru unghiuri mici de atac, cuprinse între 0 și 13-15 grade, for ța aerodinamic ă de ridicare (lift-
force) crește liniar odat ă cu creș terea unghiuri de atac:

, v A C
2ρF2
P L L= (II.16)

în care CL este coeficientul de ridicare (lift), AP este aria palei (a șa-numita arie a sec țiunii maestre
sau arie a proiec ției palei pe o suprafa ță perpendicular ă pe direcția vântului), v – viteza vântului, iar
ρ – densitatea aerului. Pe lâng ă forța de ridicare F
L, mai apare și forț a de rezisten ță FD (drag force ), a că rei direcție
coincide cu direc ția vântului:

, v A C
2ρF2
P D D= (II.17)

în care CD este coeficientul de rezizten ță.
Evolu ția tipică a coeficien ților CL și CD în funcție unghiul de atac α, este prezentat ă în figura
II.9, c).
8

Pentru viteze ale vântului mai mari decât cea
nominală , puterea mecanic ă se menține constant ă prin
majorarea unghiului de atac α, coeficientul CL scade
brusc, iar CD crește și puterea furnizat ă rămâne cons-
tantă (vezi fig. II.9, d).
Avantajul principal al regl ării active a unghiului
de atac constă în micșorarea solicit ărilor mecanice asu-
pra palelor, rotorului și turnului și crește cu 2 – 4% efi-
ciența conversiei energiei vântului la viteze mai mici
decât cea nominală .
Dezavantaje: complexitatea realiz ării, necesita-
tea unui sistem de reglare rapid ă a unghiului de atac.
Frânare aerodinamic ă activă. Este o combina-
ție a celor dou ă metode: cu frânare aerodinamic ă și re-
glare a unghiului de atac. La viteze ale vântului mai mici decât cea nominal ă, unghiul de atac se regleaz ă în
scopul ob ținerii unei eficiente spor ite a conversiei ener-
giei vântului în energie mecanic ă. Pentru viteze ale
vântului mai mari decât cea nominal ă, unghiul de atac
se regleaz ă în direcț ia opusă celei obi șnuite pentru
reglarea pitch. De obicei gama de reglare este 0 < α <
-5°. Din fig. II.9,c rezult ă că pentru aceste unghiuri de
atac coeficientul C
L (lift) scade și, respectiv, scade for ța
de ridicare. Astfel, puterea mecanic ă se menține cons-
tantă.
Fig. II.9. Principiul de control al puterii
furnizate în re țea folosind reglarea
unghiului de atac. Limitarea puterii prin scoaterea rotorului
turbinei din direc ția acț iunii vântului. Aceast ă meto-
dă se recomand ă doar pentru turbin e de putere mai mic ă
de 30 kW. La viteze mari ale vântului, rotorul turbinei
este scos din direc ția acțiunii vântului fie prin rotirea lui în jurul axei turnului (yaw control), fie în
jurul axei perpendiculare pe axa turnului (tilt control). În ambele cazuri se utilizeaz ă sisteme meca-
nice pasive care reac ționează la viteze ale vântului mai mari decât cea nominal ă.
În 57% din proiectele realizate se folose ște metoda de scoatere a rotorului turbinei din direc-
ția acțiunii vântului, iar circa 17% turb ine nu sunt dotate cu sisteme de control ale puterii. Rotorul
turbinelor f ără controlul puterii este calculat s ă reziste la vânturile ex treme din zona respectivă . La
turbinele de mare putere se constat ă tendința certă de folosire tot mai larg ă a controlului prin regla-
rea unghiului de atac sau pitch control .
II.7. Variante de ac ționare a generatorului
Prima turbin ă eoliană comercială , construit ă de J. Juul în localitatea Gedser, care a generat
„conceptul danez" a fost dotat ă cu multiplicator și generator asincron. Aceast ă schemă (fig. II.10, a)
predomin ă și astăzi în majoritatea turbinelor cu puterea nominal ă mai mare de l00kW. Pentru a mic-
șora masa și a mări eficiența, generatorul asincron trebui e proiectat la viteze de rota ție cât mai mari
posibile: 3000 rot/min la frecven ța de 50 Hz. Totodat ă, viteza de rota ție a turbinei cu puterea de 600
kW este de circa 30 rot/min, iar a turbinelor cu puterea mai mare de 1000 kW este și mai mic ă. O
masă optimă a sistemului multiplicator – generator se ob ține pentru viteze de rota ție a generatorului
de (1000-1500) rot/min. În acest caz, raportul de transmisie al multiplicatorului trebuie s ă fie 1:50.
Schema constructiv ă a sistemului multiplicator – generator asincron nu este universal ă și nu
poate fi recomandat ă pentru toate turbinele eoliene. Solu țiile sunt diferite, depind de puterea turbi-
nei și de domeniul de utilizare.
Microturbine – turbine cu puterea nominal ă egală sau mai mic ă de 3 kW. Viteza nomi-
nală de rotație a microturbinelor este re lativ mare (200-500 rot/min) și se utilizeaz ă în general în re-
gim autonom. Peste 95% dintre turbine sunt dotate cu generatoare sincrone de mic ă viteză, cu mag-
9

neți permanen ți (GSMP), cuplate direct la rotorul turbinei (f ără multiplicator mecanic) dup ă cum
este prezentat în figura II.10, b).
La viteze mici de rota ție, performan țele tehnice
ale generatorului asincron scad esen țial și în sisteme e-
lectrice izolate necesit ă echipament special pentru exci-
tație și stabilizarea tensiunii. În literatura de specialitate
nu a fost identificat nici un exemplu de dotare a micro-
turbinelor eoliene cu ge nerator asincr on care funcț ionea-
ză în regim autonom sau alimentează o reț ea electric ă i-
zolată.
Fig. II.10. Turbină eoliană : a) – cu multipli-
cator; b) – cu cuplare direct ă. Turbine de mic ă putere – (3 – 30 kW). Absolut
toate turbinele cu puterea nominal ă de până la 10 kW
sunt dotate cu GSMP cuplat e direct cu turbina eolian ă.
în gama de puteri 10-30 kW sunt și unele excep ții: turbi-
na eolian ă produsă de „Atlantic Orinet Corporation "
(SUA) cu puterea nominală de 20 kW este dotat ă cu ge-
nerator cu reluctan ță variabilă.
Turbine de putere medie – (30 -1000 kW) și
turbine multi-megawatt. În acest domeniu , situația este
incertă. Pe piață predomin ă sistemul multiplicator – generator asincron sau sincron, cu excita ție
electromagnetic ă (GSEM) sau cu magneț i permanen ți. După anii 1990 au fost lansate pe pia ță
câteva prototipuri de turbine eoliene cu cuplare direct ă, prin care se urm ăresc următoarele sco-puri:
– mic șorarea costurilor de operare și mentenan ță;
– majorarea eficien ței conversiei energiei eoliene, inclus iv în zonele cu vânturi moderate;
– mic șorarea vitezei de pornire (s tart) a turbinei, astfel cre ște gama de viteze lucrative ale
vântului;
– mic șorarea lungimii și greutății gondolei;
– mic șorarea vibra țiilor și zgomotului;
– cre ște disponibilitatea și fiabilitatea turbinei eoliene.
Firma finlandez ă WinWind a lansat pe pia ță o turbină eoliană cu puterea de 1.100 kW, cu
diametrul rotorului 56 m, care prezint ă un hibrid, un compromis dintre schema cu multiplicator și
cea cu cuplare direct ă. Așa-numitul concept „Multibrid", care se afl ă la baza noii turbine, const ă în
utilizarea multiplicatorului planetar cu o singur ă treaptă cu raportul de transmisie de 1:5,7 și a
GSMP cu viteza de rota ție cuprins ă între 40 și 146 rot/min. Masa sistemului multiplicator – GSMP a
rămas aceea și ca și la turbine tradi ționale, dar gondola are o construc ție mai simpl ă și mai com-
pactă .
II.8. Configura ții de turbine eoliene
Cele mai utilizate configura ții pentru turbinele eoliene se clasific ă după capacitatea de con-
trol al vitezei și după metoda de reglare a puterii folosită de turbina respectiv ă. Dacă se considera
metoda de control al vitezei ca fiind criteriul de clasificare, se pot prezenta patru tipuri de turbine
dintre cele mai utilizate. Aceste configura ții se pot îns ă clasifica și după modul de control al puterii
furnizate. 1. Tipul A: turbine cu vitez ă fixă, conform figurii II.11
Aceast ă configura ție este cunoscută și sub numele de „Conceptul Danez”, care utilizeaz ă un
generator asincron cu rotorul în scurtcircuit (GARS) pent ru a converti energia mecanic ă în energie
electrică. Datorită diferenței dintre viteza rotorului turbinei și viteza rotorului generatorului asinron
este necasar ă utilizarea unui multiplicator (cu tie de viteze) care realizeaz ă concordan ța necesar ă
dintre aceste dou ă viteze. Alunecarea generatorului asincron variaz ă puțin pe măsură ce puterea ge-
nerată crește, nerămânând riguros constant ă. Deoarece varia țiile vitezei ma șinii electrice sunt sub
1%, acest tip de turbin ă se consider ă a funcționa la vitez ă constantă sau vitez ă fixă.
Turbina cu vitez ă fixă este în prezent prev ăzută cu sisteme de frânare aerodinamic ă activă
(stall control) chiar dac ă s-au proiectat ș i sisteme de turbine cu vitez ă fixă și reglarea unghiulei de a-
10

tac (active pitch contol).

Fig. II.11. Turbină eoliană de tip A – cu vitez ă fixă (conceptul danez).

Generatorul asincron cu rotorul în scurtcircuit este conectat la re țea prin intermediul unui
transformator. Datorită fluctuațiilor de tensiune, generatorul asincron absoarbe putere reactiv ă de la
rețea. Din acest motiv, configura ția prezentat ă utilizeaz ă o baterie de condensatoare cu rolul de
compensator de energie reactiv ă. Conectarea la re țea se realizeaz ă prin intermediul unui soft-star-
ter, cu rolul de a preveni ș ocurile de curent în cazul în care condi țiile de cuplare în paralel a celor
două surse de energie electric ă (generator asincron și rețea) nu sunt îndeplinite.
Indiferent de metoda de control a puterii generate, trebuie de men ționat că fluctuaț iile vitezei
vântului se transform ă în fluctua ții ale puterii mecanice și în consecin ță în fluctuaț ii ale puterii elec-
trice. În cazul unei re țele slabe, aceste fluctua ții ale puterii electrice conduc la apari ția unor varia ții
ale tensiunii în punctul de conexiune cu re țeaua. Principalele dezavantaje ale acestei configura ții
constau în faptul c ă necesită un sistem de control (r eglare) a vitezei, o re țea puternic ă și trebuie s ă
fie capabil s ă suporte solicit ări mecanice apreciabile.
2. Tipul B: turbine cu vitez ă variabil ă limitată

Fig. II.12. Turbină eoliană de tip B – cu vitez ă variabilă limitată.

Aceast ă configura ție utilizeaz ă un generator asincron cu rotorul bobinat (GARB), care are
conectată în circuitul rotorului o rezisten ță variabilă. Generatorul asincron este conectat la re țea prin
intermediul unui transformator. Conectarea f ără șocuri de curent se face cu ajutorul dispozitivului
soft-starter, iar bateria de condensatoare asigur ă compensarea puterii reactive. Valoarea rezisten ței
rotorice se modific ă prin intermediul unui convertor optic m ontat pe axul rotorului. Cuplarea optic ă
elimină necesitatea sistemului inele – perii care este mai scump și necesită operații de intre ținere.
Reglarea puterii generate de sistem se realizeaz ă prin modificarea alunec ării mașinii asincrone, alu-
necare care se modific ă prin variaț ia rezistentei circuitului rotoric. Plaja de reglare dinamic ă a vite-
zei este impus ă de valoarea rezisten ței variabile din circuitul rotoric. Domeniul obi șnuit este de 0 –
10 % peste valoarea vitezei de sincronism. Energia suplimentar ă produsă de generator este disipat ă
sub formă de căldură prin rezisten ța conectat ă în circuitul rotoric.
TipulC: turbine cu vitez ă variabilă și convertor de putere mai mic ă decât puterea nominal ă
Aceast ă configura ție are la baz ă un generator asincron cu roto rul bobinat în regim de dubl ă
alimentare (MADA).
11

Fig. II.13. Turbină eoliană de tip C – cu vitez ă variabilă și convertor de putere mai mic ă decât puterea nominal ă.

Aborele generatorului asincron în regim de dubl ă alimentare este cuplat la arborele turbinei
prin intermediul multiplicatorului. Înf ășurările statorice ale generato rului sunt conectate la re țea, iar înf ășurările rotorice sunt
conectate la un convertor electronic cu reac ție după curent. În acest mod, frecven țele mecanic ă și e-
lectrică ale rotorului sunt decuplate, deoarece convertorul electronic de putere compenseaz ă diferen-
ța dintre frecven ța mecanic ă și frecvența electrică, injectând în rotor un curent de frecven ță variabi-
lă. Prin aceasta devine posibil ă funcționarea turbinei la vitez ă variabilă. Viteza rotorului se poate re-
gla în scopul dorit, de exemplu: fie pentru ob ținerea cantit ății maxime de energie, fie pentru mic șo-
rarea zgomotului produs de turbin ă.
În cazul acestei configura ții, controlul puterii aerodinamice se face în mod uzual prin
reglarea unghiului de atac al palei elicei. Puterea nominală a convertorului electronic de frecven ță este de aproximativ 30% din pute-
rea nominal ă a generatorului asincro n. Convertorul realizează atât compensarea puterii reactive cât
și conectatea la re țea fără șocuri de curent. Uz ual, sistemul func ționează în domeniul -40% – +30%
din viteza de sincronism. Deoarece puterea convertorului de frecven ță este mult mai mic ă decât pu-
terea nominal ă, această configuraț ie devine atractiv ă din punct de vedere economic. Prezint ă însă
dezavantajul prezen ței ansamblului inele – perii și al protec ției împotriva avariilor ce pot apare în
rețea.
Tipul D: turbine cu vitez ă variabil ă și convertor cu putere egal ă cu puterea nominal ă

Fig. II.14. Turbină eoliană de tip D – cu vitez ă variabilă și convertor cu puterea egal ă cu puterea nominal ă.

Aceast ă configura ție se mai nume ște „turbin ă cu acț ionare direct ă”, deoarece nu necesit ă în
mod esen țial un multiplicator. La arborele turbinei se poate conecta un generator sincron multipolar
de viteză mică, cu rotorul bobinat și cu inele, care are aceea și viteză cu viteza de rota ție a turbinei și
care transform ă energia mecanic ă în energie electric ă. Generatorul sincron poate fi excitat electric
(dacă are rotorul bobinat) (GSRB) sau poate fi excitat cu magne ți permanen ți în cazul generatorului
sincron cu magne ți permanan ți (GSMP). Se mai poate folosi ca generator electric și un generator a-
sincron în regim de dubl ă alimentare (MADA).
Statorul generatorului electric nu este conectat direct la re țea, ci prin intermediul unui con-
12

vertor electronic de frecven ță convertorul de frecven ța asigută compensarea puterii reactive și cu-
plarea la re țea fără șocuri de curent. Ca și în cazul anterior, limitarea puterii mecanice a vântului se
realizează prin reglarea u nghiului de atac.
În figura II.15 sunt prezentate princi palele componente ale unui sistem eolian.

Fig. II.15. Turbină eoliană de tip D – cu vitez ă variabilă și convertor cu puterea egal ă cu puterea nominal ă.

Palele sau captorul de energie sunt realizate dintr-un am estec de fibre de sticl ă și materiale
compozite. Ele au rolul de a capta energia vântului și de a transfera rotorului turbinei. Profilul lor
este rodul unor studii aerodinamice complexe, de el depinzând randamentul turbinei. Astfel, diame-
trul palelor (sau suprafa ța acoperită de acestea) este în func ție de puterea dorit ă. De exemplu, pentru
turbinele cu trei pale se folosesc urm ătoarele dimensiuni:
– o putere 10 kW necesit ă un diametru de 7 m pentru suprafaț a descrisă de pale;
– o putere 0,2 MW necesit ă un diametru de 27 m pentru suprafa ța descrisă de pale;
– o putere 2 MW necesit ă un diametru de 72 m pentru suprafaț a descrisă de pale.
Lățimea palelor impune valoarea cuplului de pornire, care va fi cu atât mai mare cu cât pale-
le sunt mai late; Profilul palelor depinde de cuplul dorit în func ționare.
Num ărul de pale depinde de eolian ă. În prezent, sistemul cu trei pale este cel mai utilizat,
deoarece asigură limitarea vibra țiilor, a zgomotului și a oboselii rotorului, fa ță de sistemele mono-
pală sau bi-pală . Coeficientul de putere este cu 10 % mai mare pentru sistemul bi-pal ă față de cel
mono-pal ă, iar creșterea este de 3% între sistemul cu trei pale fa ță de două pale. În plus, este un
compromis bun între cost și viteza de rota ție a captorului eolian și avantaje din punct de vedere es-
tetic pentru sistemul cu trei pale, fa ță de cel cu dou ă pale.
Butucul este prevăzut cu un sistem pasiv (aerodinamic), activ (hidraulic) sau mixt (active
stall) care permite orientarea palelor pentru controlul vitezei de rota ție a turbinei eoliene (priza de
vânt). • Controlul activ, prin motoare hidraulice, numit și "pitch control". Acest sistem asigur ă mo-
dificarea unghiului de inciden ță a palelor pentru a valorifica la maximum vântul instantaneu și pen-
tru a limita puterea în cazul în care vântul dep ășește viteza nominală . În general, sistemul rote ște pa-
13

lele în jurul propriilor axe (mi șcare de pivotare), cu câteva grade, în func ție de viteza vântului, astfel
încât palele s ă fie poziț ionate în permanență sub un unghi optim în raport cu viteza vântului, astfel
încât să se obțină în orice moment puterea maxim ă. Sistemul permite limitarea puterii în cazul unui
vânt puternic (la limit ă, în caz de furtun ă, trecerea palelor în "drapel").
• Controlul aerodinamic pasiv, numit și "stall control". Palele eolienei sunt fixe în raport cu
butucul turbinei. Ele sunt concepute special pentru a permite deblocarea în cazul unui vânt puternic.
Deblocarea este progresiv ă, până când vântul atinge viteza critic ă. Acest tip de control este utilizat
de cea mai mare parte a eolienelor, deoarece are avantajul c ă nu necesită piese mobile și sisteme de
comandă în rotorul turbinei.
• Ultimul tip de control, vizeaz ă utilizarea avantajelor controlului pasiv și al celui activ, pen-
tru a controla mai precis conversia vântului în energie electric ă. Acest sistem este numit control ac-
tiv cu deblocare aerodinamic ă, sau "active stall". El este utilizat pentru eolienele de foarte mare pu-
tere.
Arborele primar: este arborele rotorului turb inei eoliene. Se mai nume ște arborele lent, de-
oarece el se rote ște cu viteze de ordinul a 20 – 40 rot/ min. Prin intermediul multiplicatorului, el
transmite mi șcarea, arborelui secundar.
Multiplicatorul mecanic de vitez ă permite transformarea put erii mecanice, caracterizat ă
prin cuplu mare și viteză mică specifică turbinei eoliene, în putere de vitez ă mai ridicat ă, dar cuplu
mai mic. Aceasta deoarece viteza turbinei eoliene este prea mic ă, iar cuplul prea mare, pentru a fi
aplicate direct generatorului. Multiplicatorul asigur ă conexiunea între arborel e primar (al turbinei
eoliene) și arborele secundar (al generatorului).
Exist ă mai multe tipuri de multiplicatoare, cum ar fi:
a) Multiplicatorul cu una sau mai multe trepte de ro ți dințate, care permite transformarea
mișcării mecanice de la 19-30 rot/min la 1500 rot/min. Axele de rota ție ale roților dințate sunt fixe
în raport cu carcasa. b) Multiplicatorul cu sistem planetar, care permite ob ținerea unor rapoarte de transmisie
mari, într-un volum mic. În cazul acestora, axele ro ților numite sateliț i nu sunt fixe fa ță de carcas ă,
ci se rotesc fa ță de celelalte ro ți.
Exist ă și posibilitatea antren ării directe a generatorului, f ără utilizarea unui multiplicator.
Arborele generatorului sau arborele secundar antreneaz ă generatorul electric, sincron sau
asincron, ce are una sau dou ă perechi de poli. El este echipat cu o frân ă mecanică cu disc (dispozitiv
de securitate), care limiteaz ă viteza de rota ție în cazul unui vânt violent. Pot exista și alte dispozitive
de securitate. Generatorul electric asigură producerea energiei electrice. Puterea sa atinge 4,5 MW pen-
tru cele mai mari eoliene. În prezent se desf ășoară cercetări pentru realizarea unor eoliene de putere
mai mare (5 MW). Generatorul poate fi de cure nt continuu sau de curent alternativ. Datorit ă prețu-
lui și randamentului, se utilizeaz ă, aproape în totalitate, generatoar e de curent alternativ. Generatoa-
rele de curent alternativ pot fi sincrone sau asincrone, func ționând la vitez ă fixă sau variabilă .
Generatorul sincron
Generatorul sincron sau ma șina sincron ă (MS) se poate utiliza în cazul antren ării directe,
respectiv leg ătura mecanic ă dintre arborele turbinei eoliene și cel al generatorului se realizeaz ă di-
rect, fără utilizarea unui multiplicator. În consecin ță, generatorul este conectat la re țea prin interme-
diul unui convert or static. Dacă generatorul este cu magne ți permanen ți, el poate func ționa în mod
autonom, neavând nevoie de excita ție. Excita ția unei ma șini sincrone se poate realiza în variantele:
● Excitație electric ă. Bobinele circuitului de excita ție (situate pe rotor) sunt alimentate în
curent continuu, prin interm ediul unui sistem de perii și inele colectoare fixate pe arborele generato-
rului. Alimentarea se poate face prin intermediul unui redresor, ce transform ă energia de curent al-
ternativ a re țelei, în curent continuu. Exist ă însă mai multe metode de realizare a excita ției. Genera-
toarele sincrone cu excita ție electric ă sunt cele mai utilizate în prezent.
● Cu magneț i permanen ți (MSMP). Sursa câmpului de excita ție o constituie magneț ii per-
manenți situați pe rotor, fiind astfel independent ă de rețea. Acest tip de ma șină are tendin ța de a fi
14

din ce în ce mai utilizat ă de că tre constructorii de eoli ene, deoarece ea func ționează autonom, iar
construcția în ansamblu, este mai simplă .
Generatorul asincron
Maș ina asincron ă (MAS) este frecvent utilizat ă , deoarece ea poate suporta u șoare varia ții de
viteză, ceea ce constituie un avantaj major pentru aplica țiile eoliene, în cazul c ărora viteza vântului
poate evolua rapid, mai ales pe durata rafalelor. Acestea determin ă solicitări mecanice importante,
care sunt mai reduse în cazul utiliz ării unui generator asincron, decât în cazul generatorului sincron,
care funcț ionează în mod normal, la vitez ă fixă. Mașina asincron ă este însă puțin utilizată pentru eo-
liene izolate, deoarece necesită baterii de condensatoare care s ă asigure energia reactiv ă necesară
magnetizării.
Din punct de vedere contructiv, ma șinile asincrone se realizeaz ă în două variante.
● Cu rotor bobinat. Înf ășurările rotorice, conectate în stea, s unt legate la un sistem de inele
și perii ce asigur ă accesul la înf ășurări, pentru conectarea unui convert or static în cazul comenzii
prin rotor (ma șina asincron ă dublu alimentată – MADA).
● Cu rotorul în scurtcircuit. Rotorul este constr uit din bare ce sunt scur tcircuitate la capete
prin intermediul unor inele. Înf ășurările rotorice nu sunt accesibile din exterior.
Sistemul electronic de control a funcționării generale a eolienei ș i a mecanismului de o-
rientare, are rolul de a asigura pornirea eolienei, reglarea înclin ării palelor, frânarea, ca și orientarea
nacelei în raport cu vântul.
Sistemul de r ăcire. Sunt prev ăzute sisteme de r ăcire, atât pentru multiplicatorul de vitez ă ce
transmite eforturile mecanice între cei doi arbori, cât și pentru generator. Ele sunt constituite din ra-
diatoare de ap ă sau ulei ș i ventilatoare. R ăcirea cu ulei este utilizat ă pentru multiplicatoare.
Dispozitivele de m ăsurare a vântului sunt de dou ă tipuri: o giruet ă pentru evaluarea direc-
ției și un anemometru pentru m ăsurarea vitezei. Informa țiile sunt transmise sistemului numeric de
comandă, care realizeaz ă reglajele în mod automat
Sistemul de orientare a nacelei este constituit dintr-o coroan ă dințată (cremalier ă) echipată
cu un motor. El asigur ă orientare eolienei și "blocarea" acesteia pe axa vântului, cu ajutorul unei
frâne. Pilonul este, în general, un tub de o țel și un turn metalic. El susț ine turbina eolian ă și nacela.
Alegerea în ălțimii turnului de o țel este important ă, deoarece trebuie realizat un bun compromis între
prețul de construc ție și expunerea dorit ă la vânt. În consecin ță, odată cu creș terea înă lțimii, crește
viteza vântului, dar și prețul. În general, în ălțimea pilonului este pu țin mai mare decât diametrul pa-
lelor. Înălțimea eolienelor este cuprinsă între 40 și 80 de metri. Prin interiorul pilonului trec cablu-
rile care asigur ă conectarea la re țeaua electric ă.

III. GENERATOARE CU VITEZ Ă VARIABILĂ
III.1. Generatorul asincron cu rotorul bobinat
Generatorul asincron cu rotorul bobinat (GARB) sau în limba englez ă Wound Rotor Induc-
tion Generator (WRIG) este prev ăzut cu câte o înf ășurare trifazar ă simetrică pe ambele arm ături
(stator și rotor), cele dou ă înfășurări având obligatoriu acela și număr de poli. Deoarece în aceast ă
variantă constructiv ă mașina poate fi alimentat ă prin cele dou ă înfășurări, se poate vorbi de ma șina
asincronă dublu alimentat ă (MADA).
În regim de dubl ă alimentare, ma șina asincron ă prevăzută cu un convertor electronic de pu-
tere care alimentează înfășurarea rotoric ă prin intermediul inelelor colectoare și a periilor de contact
poate funcț iona atât în regim de motor cât și în regim de generator, rea lizând transferul de putere în
ambele direcț ii.
Func ționând ca generator, MADA poate oferi la bornele statorului tensiune constant ă sau re-
glabilă U
s la frecven ța f1, în timp ce rotorul este a limentat prin intermediul unui convertor static de
putere cu o tensiune variabil ă Ur la frecven ță f2. Circuitul rotoric poate să absoarbă sau să cedeze e-
nergie electric ă. Deoarece num ărul de poli ale celor dou ă înfășurări este acela și, conform teoremei
frecvenței, viteza electric ă ωm va fi:
15

(II.18) , pΩ ω ;ω ω ωr m 2 1 m ⋅ = ± =

în care, p este num ărul de perechi de poli, iar Ω r este viteza mecanic ă a rotorului.
În rela ția (II.18), semnul (+) corespunde cazului în care succesiunea faze lor rotorice este a-
ceeași cu succesiunea fazelor statorice și ωm < ω1, ceea ce corespunde func ționării subsincrone.
Semnul (-) corespunde cazului în care se inverseaz ă succesiunea fazelor rotorice, când ωm > ω1, ce-
ea ce corespunde func ționării suprasincrone.
Pentru a se ob ține frecvență constantă la ieșire (f1 = const. sau ω1 = const.), frecven ța rotori-
că f2, respectiv ω2 trebuie modificat ă în funcție de viteza rotoric ă. În acest fel în condi țiile în care
viteza rotorului este variabil ă, frecvența și tensiunea la ie șire pot fi men ținute constante controlând
tensiunea, frecven ța și succesiunea fazelor în circuitul rotorului.

Fig. II.16. Principalele regimuri de func ționare ale generatorului asincron cu rotorul bobinat: a) – configura ția
de bază; b) – regimul de generator subsincron (ω r < ω1); c) – regimul de generator suprasincron ( ωr > ω1);
d) – regim de excitatoare f ără perii (puterea electric ă generată este debitat ă prin rotor).

Principalele regimuri de func ționare ale generatoru lui asincron cu rotorul bobinat sunt pre-
zentate în figura II.16. Figurile II.16, b) și c) ilustreaz ă regimurile de generator subsincron și supra-
sincron definite anterior. În regim de motor, statorul absoarbe putere activ ă, iar pentru rotor se
inverseaz ă sensul de circulaț ie al puterii active.
Alunecarea s se define ște ca:

16

.
ωωs
12= (II.19)

s > 0, define ște regimul de func ționare subsincron, iar s < 0, defineș te regimul de func ționa-
re suprasincron. Un GARB func ționează în general la ω
2 ≠ 0 (s ≠ 0) și păstrează caracteristicile ma șinii asin-
crone. Puterea electric ă este livrată în principal prin circuitul statorului, îns ă în cazul func ționării în
regim suprasincron, o putere propor țională cu alunecarea și puterea statoric ă (s·P s) este livrat ă prin
circuitul rotorului. Într-o plaj ă limitată de variaț ie a vitezei rotorice, de exemplu între smax și –smax,
puterea nominală a convertorului conectat la rotor – excuzând necesitatea furniz ării de putere reac-
tivă rotorului – va fi Pconv = |s max|·Ps. Pentru a valoare tipic ă a alunec ării critice smax cuprinsă între ±
0,2% și 0,25%, puterea nominal ă a convertorului ș i prețul său va fi cuprinsă între 20% și 25% din
puterea debitat ă de stator.
La vitez ă maximă de funcționare, GARB va debita puterea maxim ă Pmax:
(II.20) , P | s | P P P Ps s max r s max⋅+=+=

Ps fiind puterea debitat ă de generator la viteza ωm = ω 1. O putere mai mare se va ob ținute la o vite-
ză mai mare decât viteza nominal ă:
(II.21) ωmax m . |) s | (1 ωmax 1=+

În consecin ță, GARB este proiectat el ectric pentru puterea Ps la ω m = ω 1, dar mecanic la ωm
max și Pmax.
Capacitatea GARB de a debita putere electric ă la viteză variabilă dar la tensiune și frecvență
constante reprezintă un avantaj în crearea unei flexibilit ăți sporite în conversia energiei, oferind o
stabilitate sporit ă pentru controlul tensiunii și frecvenței în rețelele la care sunt conectate aceste ge-
neratoare. Producerea energiei reactive de c ătre GARB depinde esen țial de capacitatea convertorului
conectat la circuitul rotoric de a produce acest tip de energie. Dac ă convertorul func ționează la fac-
tor de putere unitar datorită rețelei la care este co nectat, puterea reactiv ă necesară mașinii trebuie s ă
fie oferită de convertorul conectat la circu itul rotorului, ceea ce conduce la cre șterea puterii nomina-
le a acestuia și prin aceasta la cre șterea prețului său. Din această cauză, GARB este portivit unui re-
gim de func ționare în care factorul de putere este unitar la sarcin ă statorică nominală.
Producerea unei importante cantit ăți de putere reactiv ă în rețea se realizeaz ă încă cu genera-
toare sincrone (GS) sau cu GARB care func ționează la sincronism (s = 0, ω
2 = 0) și cu convertoare
de tensiune PWM „spate în spate” conectate în circuitul rotoric și special controlate în acest scop.
GARB pot fi folosite pentru producerea puterii electrice livrate numai pr in circuitul rotoric,
destinată alimetării unor sarcini în curent co ntinuu, conform figurii II.16, d). Pentru a controla tensi-
unea continu ă sau curentul continuu destinat satcinii, se regleaz ă tensiunea aplicat ă statorului la
frecvență constantă ω1, cu ajutorul unui dipozitiv de ieftin de modificare a tensiunii trifazate (ATR
trifazat). Dac ă viteza rotorului cre ște, pentru a men ține constant ă valoarea curentul ui continuu prin
sarcină tensiunea statoric ă trebuie redus ă (ω2 = ω 1 + ω m). Cu cât ma șina are un num ăr mai mare de
poli (2 p = 6,8,12), puterea de c.a. necesitat ă de circuitul statorului devine tot mai mică , astfel încât
puterea electric ă de la ieșire provine în principal de la arbore (putere mecanic ă). O astfel de confi-
guraț ie este adecvat ă pentru excitatoarele f ără perii destinate motoarelor sau generatoarelor sincrone
comandate în stator prin convertoare de putere, la care chiar la vitez ă zero este necesară prezența
câmpului magnetic inductor în ma șină.
Înf ășurările celor dou ă armături sunt similare și au rolul de a produce solena ții învârtitoare
capabile s ă producă câmpuri magnetice învârtitoare în întrefierul uniform (influen ța crestăturilor se
poate neglija sau lua în considera ție prin intermediul coeficientului lui Carter k C = 1.02 ÷ 1.5. In-
ducția instantanee va avea expresia:

,
) k (1 k δt) (x, Fμt) (x, B
s Cr s, 0
δ+ ⋅= (II.22)
în care:
– F s,r este solena ția instantanee (tensiunea magnetomotoare) corespunz ătoare unui pol induc-
tor la momentul t și coordonata spa țială x, pentru stator ( s) și respectiv pentru rotor ( r).
17

– δ reprezintă dimensiunea întrefierului.
– kC este coeficientul lui Carter care ține cont de cre șterea dimensiunii întrefierului δ datorită
deschiderii crest ăturilor.
– ks reprezintă contribuția miezului de fier la reluctan ța echivalent ă a traseului fluxului prin-
cipal.
Pentru a produce un câmp magnetic învârtitor, solena țiile celor dou ă armături trebuie s ă fie
de forma:

(II.23) , t)ω cos(pθ F t) , (θF1 s 1s s s − =
18, t)ω cos(pθ2 r 1r±
(II.24) F t) , (θFr r=

în care p este num ărul de perechi de poli ai ma șinii sau num ărul de perioade al undei câmpului mag-
netic din întrefier, iar θs,r reprezintă coordonata spaț ială statorică, respectiv rotoric ă la momentul t.
F1s,r sunt amplitudinile solena țiilor celor dou ă armături. Solena ția rotorică este produs ă de curen ții
rotorici de frecven ță ω2.
La vitez ă de rotație constant ă, coordonatele spaț iale unghiulare vor fi:
(II.25) , pΩ ω ;γtω pθ pθ; tω pθr r r s r 1 s = + − = =

în care ωr este viteza rotorului în radiani electrici pe secund ă(rad/sec), Ωr este viteza mecanic ă, iar γ
este poziția inițială a rotorului la momentul t = 0. În consecin ță, solenația rotorică Fr(θs,t) devine:
(II.26) .γ] )tω (ω cos[pθ F t) , (θF2 r s 1r s r + ± − =

Valoarea medie a cuplului electromagnetic și a puterii dezvoltate pe o perioad ă vor fi diferi-
te de zero numai în cazul în care cele dou ă câmpri învârtitoare vor fi fixe unul fa ța de celă lalt, adică:

.
ωωs ;ω ω ω
12
2 r 1= ± = (II.27)

Semnul (+) corespunde situa ției în care ωr < ω 1 și în acest caz, undele solena țiilor rotoric ă și
statorică se rotesc în acela și sens. Semnul (-) corespunde cazului în care ωr > ω 1 și în acest caz, cele
două solenații se rotesc în sensuri contrare. De as emenea, cuplul este diferit de zero dac ă γ ≠ 0, a-
dică în cazul în care cele două solenații sunt defazate.
Pentru a produce un o solena ție învârtitoare cu o înf ășurare trifazată simetrică, fiecare înf ă-
șurare de faz ă ce compune înf ășurarea trifazat ă, trebuie să producă în mod independent câte o sole-
nație spaț ială (sinusoidal ă), cele trei solena ții produse de având aceea și amplitudine, dar fiind de-
fazate între ele cu 2 π/3 radiani electrici:

() . 1,2,3 i ;
32π1) (i pθ cos F
32t) , (θ Fs 1s 0 t s B,C sA, =⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛− − ==(II.28)

Fiecare solena ție de fază trebuie să producă 2p semiperioade într-o perioad ă mecanică (într-
o rotație complet ă). Dacă înfășurarea de faz ă are numai o bobin ă pe pol și fază, vor exista 2 p bobine
pe fază și 2p crestături pe fază , fiecare bobin ă ocupând jum ătate din crest ătură, după cum se poate
remarca în figura II.17.

Fig. II.17. Înfășurare trifazat ă cu 2p = 4 poli ș i Zs = 12 crest ături; a) – bobinele fazei A – X conectate în serie;
b) – solena ția fazei A pentru valoarea maxim ă a curentului de faz ă.

La un anumit moment (valoare constant ă a curentului de faz ă), distribu ția spațială a solenați-
ei de fază este dreptunghiular ă. Fundamentala solena ției dreptunghiulare va avea expresia:

19π2)θ(p, Fs sA= (II.29) , ) cos(pθ 2 I ns c

în care nc reprezint ă numărul de spire al bobinei, iar I valoarea eficace a curentului de faz ă.
Deoarece înf ășurarea are o singură crestătura pe pol și fază (q = 1), con ținutul armonic al sole-
nației de faz ă este ridicat (forma solena ției este dreptunghiular ă). Pentru a reduce con ținutul de ar-
monici, se introduc mai multe trepte în forma solena ției (care va deveni mai apropiat ă de o sinusoi-
dă), prin mărirea num ărului de crest ături pe pol și fază, după cum se poate remarca în figura II.18,
în care q = 4.

Fig. II.18. Înfășurare trifazat ă în două straturi cu parametrii: 2p = 2, Z = 24, y/ τ = 10/12, q = 4;
a) – înfășurarea fazei A; b) – solena ția (tensiunea magnetomotoare) fazei A pentru valoarea
maximă a curentului de faz ă.

Valoarea maxim ă a fundamentalei spa țiale a solena ției va fi în cazul înf ășurării repertizate în q
crestături pe pol și fază exemplificat ă în figura II.18, b) de forma:

,
πp2 I k k 2wFy1 d1 1
sA1= (II.30)
în care w
1 reprezint ă numărul de spire al înf ășurării de fază. Similar, valoarea maxim ă a armonicii
spațiale de ordin ν, va fi:

,
νπp2 I k k 2wFyν dν 1
sAν= (II.31)

în care kdν reprezintă factorul de reparti ție ce pune în eviden ță influența repartiț iei înfășurării de fază
în q crestături pe pol și fază, iar k yν este factorul de modificare a pasului înf ășurării care pune în
evidența scurtarea pasului înf ășurării y cu pasul polar τ:

.
2π
τνysin k ;
2mqνπqsin2mνπsin
kyν dν = =(II.32)
După cum este cunoscut, q este num ărul de crest ături pe pol și fază, iar m este num ărul se faze:

.
2pmZqr s,
r s,= (II.33)
Deoarece polii pozitivi și negativi sunt identici, armonicile spa țiale de ordin par vor fi nule.
Datorită simetriei curen ților de pe cele tri faze (amplitudini egale și defazaj de 2 π/3 radiani elec-
trici), din spectrul solena ției vor lipsi și armonicile de ordin multiplu de trei. Vor exista numai ar-
monicile de ordin ν = 1,5,7,11,13,17,19, … .

Armonicile de ordin ν = 6k + 1 (7,13, 19 … ) se consideră a fi de secven ță pozitivă, iar cele de
ordin ν = 6k – 1 (5,11, 17 … ), de secven ță negativă.
Solena ția rezultată din contribu ția celor trei solena ții de fază va avea amplitudinea:

.
νπp2 I k k 3wF
23Fyν dν 1
sAν sν= = (II.34)

Similar, se pot scrie expresiile solena țiilor produse de înf ășurarea rotoric ă.
Pentru a preveni aparitia cuplurilor sincrone parazite, num ărul crestăturilor statorice trebuie s ă
difere de num ărul crestăturilor rotorice:
(II.35) Zs . q q , Zr s r≠ ≠

Existen ța armonicilor conduce la fenome ne nedorite, cum ar fi forț ele radiale datorate excentri-
cității rotorului, care în cazul GARB tind s ă fie mai mari decât în cazul generatoarelor asincrone cu
rotorul în scurtcircuit. În general, GARB se construiesc cu q întreg atât pentru înf ășurarea statoric ă cât și pentru înf ă-
șurarea rotoric ă, iar pentru reducerea secț iunii conductoarelor elementa re, se folosesc mai multe
conductoare elementare de sec țiune mai mic ă în paralel.
Reducerea efectului pelicular, în special la GARB de mare putere cu înf ășurări cu bare necesit ă
efectuarea de transpozi ții.
Înfășurările rotorice și capetele de bobină ale acestora trebuie protejate împotriva for țelor cen-
trifugale prin bandaje adecvate. Acolo unde este posibil, tensiunea nominal ă a înfășurării rotorice trebuie s ă fie egală la alune-
care maxim ă cu tensiunea nominal ă a înfășurării statorice, ca în cazul generatorului comandat în ro-
tor cu convertoare statice de putere. În acest fel, transformatoru l care alimenteaz ă convertorul static
de putere poate fi eliminat, iar raportul de transformare al ge neratorului va avea valoarea:

.
| s |1
k k wk k wk
maxs
y1s
d1 sr
y1r
d1 r
rs ≅ = (II.36)

Problema esen țială la aceste sisteme const ă în evitarea conect ării statorului la re țea dacă viteza
rotorului este nul ă (s = 1), deoarece tensiunea indus ă în înfășurările rotorului va fi de krs ori mai
mare decât tensiunea lor nominal ă, periclitându-se astfel izola ția și convertorul static de putere ce a-
limenteaz ă circuitul rotoric.
Dacă este necesar ca generatorul s ă funcționeze în regim de motor (în cazul acumul ărilor prin
pompare), pornirea se face prin alimentarea rotorului, cu ajutor ul convertorului static bidirecț ional
conectat la înf ășurările rotorice și cu înfășurările statorice în scurtcircuit. Dup ă demarare, la o anu-
mită viteză ωrmin > ω rn(1 – | smax|), se deschide circuitul statoric. În timp ce rotorul înc ă se rotește,
circuitele de control preg ătesc condi țiile de sincronizare utilizând convertorul din circuitul rotoric
pentru a aduce tensiunea indus ă în circuitul statoric la frecven ța și valoarea adecvat ă. După realiza-
rea sincroniz ării, cu statorul conectat la re țea, mașina poate func ționa în siguran ță în regim de mo-
tor. În cazul GARB, înspre și dinspre circuitul rotoric se transfer ă prin intermediul inelelelor colec-
toare și a periilor de contact o putere electric ă de valoare însemnat ă: până la |s
max|·PsN. Dacă |smax| =
0,2 aceast ă putere ajunge la 20% din puterea nominal ă a mașinii, spre deosebire de generatoarele
sincrone la care puterea electric ă necesară excitației transferat ă rotorului prin intermediul inelelor și
a periilor este de cinci pân ă la zece ori mai mic ă.
Exist ă în funcțiune (de mai bine de cinci ani) unit ăți GARB de 200 MW și 400 MW ceea ce în-
seamnă că prin intermediul sistemului inele – perii circul ă puteri de ordinul zecilor de megawa ți.
Pentru a reduce curentul care circul ă prin inele și perii, în cazul GARB, puterea care circulă prin ro-
tor se va utiliza la înalt ă tensiune. Adecvate acestui scop sunt convertoarele PWM multinivel bidi-
recționale cu caracter de surs ă de tensiune, cu tiristoare comandate MOSFET (MTC). Deoarece ten-
siunea rotoric ă este de ordinul kilovol țior sau chiar mai mare, se impun m ăsuri corespunz ătoare de
asigurare a izola ției înfășurărilor rotorice, a inelelor colectoare și a sistemelor port – perie.
III.1.1. Ecua țiile de func ționare în regim sta ționar
Tensiunea autoindus ă în înfășurările statorice cu circuitul rotoric deschis, E 1, are expresia:
20

(II.37) ,θk wπf 2 E10 w1 1 1 1=
. k k ky1 d1 w1
=⋅în care, w1 este num ărul se spire al înf ășurării de fază statorice, f1 este frecven ța curentului statoric,
kw1 este factorul de înfășurare egal cu:
(II.38)
Fluxul polar θ10 este dat de relaț ia:

,τl B
π2θiδ10 10= (II.39)

21,
) 1 (10 0
10
s Cs
k kFB
+ δμ=δîn care: li este lungimea ideal ă a miezului magnatic al statorului, τ este pasul polar, iar Bδ10 este va-
loarea maxim ă a inducț iei în întrefier:

(II.40)

în care Fs10 este amplitudinea solena ției statorice corespunz ătoare unui pol.
În rela ția (II.34), f ăcând ν = 1, se obț ine:

.
πp2 I k 3wF10 w1 1
s10= (II.41)

Aceea și valoare eficace a tensiunii induse în înf ășurarile statorului se mai poate scrie sub
forma:
(II.42) . I L ω E10 1m 1 1=

Din rela țiile (II.37) … (II.42), rezult ă:

.
) k (1 pk πτl ) k (w 6μL
s C2i2
w1 1 0
1m+ δ= (II.43)

Factorul de saturare ks care afecteaz ă reluctanța circuitului magnetic al miezului variaz ă în
funcție de solenaț ie statoric ă (deci în func ție de curent pentru o ma șină dată), la fel ca și inductan ța
de magnetizare L1m, după cum se poate observa în figura II.19.

Fig. II.19. Evoluția inducției în întrefier B δ10 (T) și a inductan ței de magnetizare (în p.u. – unit ăți relative)
în funcție de curentul statoric (în p.u. – unit ăți relative).

În afar ă de inductan ța de magnetizare L1m, statorul se mai caracterizeaz ă și prin rezisten ța
ohmică a înfășurării de fază Rs și inductan ța de scăpări (de dispersie) Ls1.
Acelaș i curent statoric, induce în înf ășurările deschise ale rotorului tensiunea de valoare e-
ficace E2. Dacă viteza rotorului este ωr, alunecarea va fi s=(ω1 – ω r)/ω 1, iar tensiunea indus ă E2 va
avea frecven ța f2 = sf1:
(II.44) , t cosω2 E (t) E2 2s 2s=
în care:
(II.45) .θk wπsf 2 E10 w2 2 1 2s=
În consecin ță,

. sk
k wk ws
EE
rs
w1 1w2 2
12s= = (II.46)

Circuitul rotoric, se caracterizeaz ă prin rezisten ța ohmică de fază Rrr și inductanta de sc ăpări
Lrlr. În plus, rotorul este alimentat cu un sistem trifazat simetric de tensiuni cu frecven ța f2 = sf 1 în
fază cu tensiunile induse pe fiecare faz ă (de fază prescrisă).
Observaț ie. Pentru uș urința scrieii în continuare, parametrii reali ai rotorului vor fi nota ți cu
superscript r (real), iar m ărimile raportate vor fi scrise ca și mărimile statorice.
În regim sta ționar de func ționare, ecuaț iile tensiunilor de faz ă pentru stator și respectiv rotor
vor fi scrise în complex, pe ntru stator la frecventa ω1, iar pentru rotor la frecven ța ω2:

.ωla I ) L j ω (R E U,ωla I ) L j ω (R E U
2r
rr
rl 2r
r 2sr
r1 s sl 1 s 1 s
+ + − =+ + − =(II.47)

Raportarea parametrilor rotorului la stator se face principial ca și în cazul transformatoare-
lor, dar în acest caz, raportul de transformare are forma din rela ția (II.46). Prin înmul țirea membru
cu membru a ecua ției tensiunilor rotori ce din (II.47) cu 1/k sr, rezultă:

kUU ;
kLL ;
kRRcu ; I ) L js ω (R
kEU
srr
r
r 2
srr
rl
rl2
srr
r
rr rl 1 r
sr2s
r
= = =+ + − =
. k I I ;, k sE E
srr
r rsr 1 2s
==(II.48)

Împ ărțirea membru cu membru a ecua ției (II.48) prin s, conduce la forma:

. I L jω
sR
sE s
sU
r rl 1r 1 r⎟
⎠⎞⎜
⎝⎛+ + − =(II.49)

Se poate interpreta c ă ecuația (II49) a fost “convertit ă” la frecven ța ω1, deoarece tensiunea
indusă E1 corespunde frecventei ω1 (E2s/s = E 1):

. la I L1 r rl ω⎟
⎠⎞jω
sRE
sU
1r
1r⎜
⎝⎛+ + − = (II.50)

În rela ția (II.50), tensiunea rotoric ă Ur și curentul rotoric Ir evolueaz ă în timp cu frecven ța
ω1, ceea ce înseamn ă că aceste m ărimi au fost scrise în coordonate statorice. S-a efectuat astfel o
“transformare de rota ție”. Pe de alt ă parte, to ți parametrii rotorici au fost raportaț i la stator. Din
punct de vedere fizic, ecua ția (II.50) se referă la un rotor în repaus, care poate care poate produce
sau absorbi putere activ ă pentru acoperirea pierderilor și care în regim de motor debiteaz ă putere
mecanică.
În final, se poate considera c ă tensiunea E1 este produs ă curenț ii Is și Ir (de aceea și frecvență
ω1), ambii ac ționând asupra inductan ței de magnetizare L 1m de vreme ce parametrii rotorici au fost
raportați la stator.
(II.51) . I L jω ) I I ( L j ω Emlm 1 r s lm 1 1 −=+ −=

, )I (sω 3R p , I 3R p , I 3R p2
s0 1 lm Fe2
r r jr2
s s js = = = Schema echivalent ă realizată pe baza ecuaț iilor (II.48), (II.49) și (II.50) este prezentat ă în
figura II.20.

Fig. II.20 . Schema echivalent ă a GARB în regim sta ționar

Cu privire la schema echivalent ă din figura II.20 se impun două observații:
• Pierderile în ma șină se datoreaz ă pierderilor joule în înf ășurările statorice și rotorice pjs +
pjr, pierderile în fier pFe și pierderilor mecanice (prin frecare și ventilație) pmec:

(II.52)
în care I2
s0 reprezint ă componenta activ ă a curentului stator ic de mers în gol.
• Rezisten ța Rlm care reprezint ă pierderile în fier depinde de frecven ța de alunecare ω 2 = sω1
din care cauz ă în fierul rotoric vor apare pi erderi ce nu pot fi neglijate dac ă sf1 > 5 Hz.
22

∑ ∑ − + = − + = , p ) I U 3Re( ) I U 3Re( p P P P* r
rr
r*
ssr
r s m • Bilan țul puterilor active rezult ă din figura II.20. Puterea mecanic ă Pm va fi diferen ța dintre
puterile electrice de intrare corespunz ătoare statorului Ps și respectiv rotorului Pr și pierderile din
mașină.
(II.53)
în care:
∑ ++= . p p p pFe jr js (II.54)

Pentru un sens de mi șcare dat, semnul puterii mecanice face distinc ția dintre regimurile de
funcționare. În asocia ție cu sensurile tensiunii Us și curentului Is din figura II.20, semnul pozitiv (+)
al puterii mecanice Pm este atribuit regimului de func ționare ca motor.
Puterea electromagnetic ă Pelm care se transmite prin întrefier este egal ă cu puterea Ps din ca-
re se scad pierderile joule din înf ășurarea statoric ă pjs și pierderile în fier pFe și conform schemei
echivalente din figura II.20, egal ă cu suma dintre pierde rile joule pe rezisten ța Rr/s și puterea
electrică datorată tensiunii Ur/s și a curentului Ir.
.s) I U Re(3 IsR3 p p ) I U 3Re( P*
rr 2
rr
Fe js*
ss elm − = − − = În m ărimi raportate se poate scrie:

(II.55)

Din rela ția (II.53), rezult ă:

s), (1−
⎥⎥
⎦⎤
s) I U Re(3 IsR3 I 3R ) I U Re(s) I U Re(3 IsR3 p ) I U 3Re( P P*
rr 2
rr 2r r*
rr*
rr 2rr
jr*
rr elm m
⎢⎢
⎣⎡
− = − + − = − + = (II.56)

din care:

. s) 1 (pM1−ω⋅ = (II.57) s) (1 M s) (1 P P1 elm m − Ω ⋅ = − =

În rela ția (II.57), M reprezint ă cuplul electromagnetic dezvoltat de ma șină, iar Ω1 reprezint ă
viteza unghiular ă a câmpului magnetic învârtitor.
Dac ă se neglijeaz ă toate pierderile, conform rela țiilor de mai sus rezult ă:

ss 1P P P Pr r s m−− ≈ + ≈ (II.58)

din care:
(II.59) . P s Ps r⋅ − =

Func ționarea ma șinii în regim de motor sau de generator este determinat ă conform rela țiilor
(II.53) … (II.57) de doi factori: valoarea alunec ării s și semnul și valoarea relativ ă a puterii active
introdusă sau extras ă pe cale electric ă din rotor (tabelul II.1).

Tabelul II.1. Regimuri de func ționare
0 < s < 1 s < 0 s Subsincron ( ωr < ω1) Suprasincron ( ωr > ω1)
Mod de
funcționare Motor Generator Motor Generator
Pm > 0 < 0 > 0 < 0
Ps > 0 < 0 > 0 < 0
Pr < 0 > 0 > 0 < 0

Generatorul asincron cu rotorul bobinat poate func ționa atât în regim subsincron (ω r < ω 1)
cât și în regim suprasincron (ω r > ω1). Semnul puterilor din tabelul II.1 este explicitat în figura
II.21. Cu cât alunecarea este mai ma re, cu atât puterea electric ă absorbită sau cedat ă prin rotor este
mai mare rela ția (II.59). Se poate remarca de asemenea, c ă în regim de funcț ionare suprasincron,
atât puterea electric ă statorică cât și cea rotoric ă contribuie la conversia puterii mecanice.
. ) I L I L I (L 3 ωsI U3Imag ) I U 3Imag( Q Q2
m m2r rl2
s sl 1*
rr *
ss r s+ + =⎟⎟
⎠⎞
⎜⎜
⎝⎛
+ = + Circula ția puterii reactive este similar ă cu cea a puterii active și din schema echivalent ă re-
zultă:

(II.60)

23

Fig. II.21. Circulația puterilor active în cazul GARB func ționând în regim subsincron (s > 0) și suprasincron (s < 0).

Puterea reactiv ă necesară magnetiz ării mașinii poate fi furnizat ă de stator, de rotor sau de
ambele arm ături. Prezen ța alunecării s în ecuația (II.60) este justificat ă prin faptul că magnetizarea
mașinii este perceput ă în stator la frecven ță f1.
Deoarece parametrii nominali ai convertorului static depind mai degrab ă de puterea aparent ă
nominală decât de puterea activ ă nominală, pare normal ca magnetizarea ma șinii să fie asigurat ă de
către stator. În acest caz, GARB absoarbe putere reactiv ă de la reț ea sau de la o sarcin ă activ – capa-
citivă. Dacă generatorul func ționează în regim autonom, statorul nu poate consuma putere reactiv ă
de la sarcin ă decât pân ă în momentul în care atin ge valorile impuse ale factor ului de putere. În cazul
în care statorul func ționează la factor de putere unitar, sarcina asigur ării puterii reactive revine con-
vertorului static care alimentează rotorul. Acesta asigur ă puterea reactiv ă fie din surse proprii (de la
capacitatea conectat ă pe calea de curent continuu) sau de la re țaua la care convertorul static este co-
nectat.
III.2. Diagrame fazoriale
Pentru a în țelege mai bine modul de circula ție al puterilor activ ă și reactivă în cazul GARB,
se utilizeaz ă diagramele fazoriale de func ționare.
În regim staț ionar, fluxurile corespunz ătoare unei faze vor avea expresiile:

, L L LL L L
lm rl rlm sl s
+ =+ =
; I L I L Ψ ; I L Ψ Ψ; I L I L Ψ ; I L Ψ ΨI I I ; I L Ψ
slm rr r rrl m rrlm ss s ssl m sr s m m lm m
+ = + =+ = + =+ = =
(II.61)

în care:
– Ψm = fluxul de magnetizare (f luxul din întrefier), iar Llm este inductan ța de magnetizare;
– Ψs = fluxul total produs de înf ăsurarea statoric ă, iar Ls este inductan ța totală a înfășurării statorice;
– Ψr = fluxul total produs de înf ășurarea rotoric ă, iar Lr este inductan ța totală a înfășurării rotorice;
– Im = curentul de magnetizare;
– Is = curentul statoric, iar Lsl este inductan ța de scăpări a înfăsurării statorice;
– Ir = curentul rotoric, iar Lrl este inductan ța de scăpări a înfăsurării rotorice.
Toate m ărimile rotorice din ecua ția (II.61) sunt raportate la stator și relațiile sunt scrise într-
un sistem de referin ță solidar cu statorul (“în coordonate statorice”), având aceea și frecvență f1.
Cu aceste preciză ri, din ecua țiile (II.47), (II.50) și (II.51), rezult ă:

(II.62) . I R E I R Ψs jω U ; I R Ψjω Ur rr
r r r r 1 r s s s 1 s + − = + = + =
24

În rela ția de mai sus, Err reprezint ă tensiunea indus ă de fuxul rotoric total Ψr în mărimi nera-
portate.
Pentru a trasa diagrama fazorial ă, trebuie cunoscută valoarea și semnul alunec ării s, defaza-
jul φr dintre Ur și Ir, parametrii ma șinii și amplitudinea | Ur| a tensiunii aplicate ro torului. Se vor con-
sidera două cazuri: subexcitare și supraexcitare, adic ă magnetizarea ma șinii realizat ă de stator și
respectiv de rotor (cos φs – cu rol de antrenare și respectiv cu rol de urm ărire). Se mai presupune, în
regim de subexcitare, c ă rotorul func ționează la factor de putere unitar ( φr = 0), astfel încât magneti-
zarea mașinii este realizat ă de stator (figura II.22, a). Alc ătuirea diagramei fazoriale începe cu trasa-
rea perechii de fazori Ur și Ir și se continu ă urmărind ecuațiile (II.61) și (II.62) pîn ă se obț ine fazo-
rul Us.

Fig. II.22. Diagramele fazoriale ale GARB pentru s > 0 (ω r < ω1): a) – pentru factor de putere rotoric unitar;
b) – pentru factor de putere statoric unitar.

Diagramele fazoriale pun în eviden ță când maș ina este subexitată Ψr < Ψs (Ir < I s) și când
mașina este supraexcitat ă Ψr > Ψ s (Ir > Is).
III.3. Func ționarea în paralel cu re țeaua de alimentare
Conectarea GARB la re țeaua de alimentare este similar ă din punct de vedere al condi țiilor
ce trebuie îndeplinite cu conectarea la re țea a generatorului sincron. Exist ă însă o diferență impor-
tantă: convertorul static ce alimenteaz ă rotorul generatorului sincron furnizeaz ă condițiile de sincro-
nizare pentru orice vitez ă în intervalul ωr(1±|smax|) și aduce prin comenzi electronice tensiunea
stato-rică la gol și frecvența acesteia la acelea și valori cu ale reț elei de alimentare. Sincronizarea se
reali-zeaz ă într-un timp extrem de scurt în contrast cu cazul generatorului sincron, la care frecven ța
și faza se pot modifica numai prin re glajul fin al vitezei motorului de antrenare, procedeu care tinde
să fie lent datorit ă inerției mecanice a sistemului. În plus, GARB poate fi pornit ca motor asincron
cu statorul în scurtcircuit și în jurul vitezei ωr(1-|smax|) se deschide circui tul statoric. În acest
moment se declan șează controlul sincroniz ării. După sincronizare, ma șina se poate înc ărca fie ca
25

motor ( Ps > 0), fie ca generator ( Ps < 0), prin intermediul unui circuit de control în bucl ă închisă,
conform figurii II.23. Odat ă mașina conectat ă la rețeaua de alimentare, este important s ă se
cunoască posibilitățile de transfer ale puterilor activ ă și reactivă la tensiune constant ă și frecvență
constantă f1, pentru vite-z ă ωr variabilă (și implicit ω2 = ω 1 – ωr variabilă).

Fig. II.23. Schemă de sincronizare pentru generatorul asincron cu rotorul bobinat (GARB): M – pornire în
regim de motor; ) – preg ătirea sincroniz ării; G – conectarea generatorului la re țea.

III.4. Func ționarea în regim autonom
În afara cazului în care regimul de func ționare autonom a fo st proiectat ini țial, funcționarea
generatorului în acest regim poate interveni și în situația în care un generator asincron cu rotorul
bobinat (GARB) a func ționat în paralel cu re țeaua. Trecerea în regim autonom de func ționare poate
fi impusă de exesul de putere debitat ă în sistem sau de problem e de stabilitate în func ționare. În re-
gim autonom, se impune men ținerea constant ă a tensiunii și frecvenței statorice la diferite viteze de
antrenare în intervalul ωr(1 ± | smax|) și pentru diverse sarcini active și reactive.
Indiferent de valoarea puterii reactive cerut ă de consumatori, ea trebuie furnizat ă de conver-
torul static ce alimenteaz ă rotorul, dup ă ce acesta asigur ă nivelul de putere reactiv ă necesară magne-
tizării mașinii. Dacă nivelul puterii reactive cerut ă de consumatori este mare, pentru a profita de pu-
terea limitat ă a convertorului static ce alimenteaz ă rotorul și pentru a limita pierderile în înf ășurările
rotorului și în convertorul static, este profitabil ca generatorul s ă funcționeze la vitez ă constantă și
alunecare nul ă (s = 0).
Pe de alt ă parte, dac ă consumatorii necesit ă un nivel mare de putere activ ă, este indicat ca
generatorul s ă funcționeze în regim suprasincron. În acest fel, GARB poate func ționa la factor de
putere statoric unitar, p ăstrând nivelul tensiunii statorice în limitele impuse.
La sarcini mici, este preferabil ca generatorul s ă funcționeze în regim subsincron, asigurân-
du-se astfel un randament bun al motorului de antrenare.
Echema echivalent ă în regim autonom (fi gura II.24) se poate ob ține relativ u șor din schema
echivalentă din figura II.20.
. I ) jX (Rs sarc sarc În regim de func ționare autonom, tensiunea statoric ă Us se înlocuie ște prin:
(II.63) Us+−=

În aceste condi ții, tensiunea rotoric ă este singura responsabil ă de fenomenele din ma șină și
se poate considera plasat ă în axa real ă: Ur = U r. Prin neglijarea rezisten ței statorului R s nu se va ob-
ține nici o simplificare, fiind conectat ă în serie cu sarcina (rela ția II.63).
Neglijând rezisten ța de magnetizare R lm rezultă :

26

Fig. II.24. schema echivalent ă a generatorului asincron cu rotorul bobinat (GARB) în regim autonom.

. E s ) I I ( jsX I jsX U I ) jsX (RE ) I I ( jX I jX I )] X j(X R [R
m r s lm m lm r r rl rm r s lm m lm s sl sarc sarc s
= + − = − = − += + − = − = + + +
(II.64)

Ambele ecua ții de mai sus sunt scrise în c oordonate statorice (toate reactan țele corespund
pulsaț iei ω1). Generatorul este alimentat prin rotor, statorul fiind conectat pe o impedan ță externă.
Altfel spus, GARB a devenit un gene rator asincron tipic, alimentat prin rotor, cu statorul debitând
putere electric ă pe o sarcin ă. Este de a șteptat ca aceast ă mașină să funcționeze în regim de motor la
alunecă ri pozitive ( s > 0, ωr < ω 1) și în regim de gene rator pentru alunec ări negative ( s < 0, ωr >
ω1), constituind o schimbare drastic ă a comportamentului ma șinii față de cazul în care statorul era
conectat la o re țea puternic ă de tensiune și frecvență constante, caz în care regimul de motor era
subsincron, iar regimul de generator era suprasincron.
Modificând frecven ța rotorică ω2 în raport cu viteza ωr, în scopul menț inerii frecven ței ω1
constante și reglând amplitudinea și secvența fazelor tensiunii rotorice Ur, tensiunea statoric ă Us
poate fi men ținută constantă până la un anumit nivel al cutentului statoric pentru o valoare dat ă a
factorului de putere al sarcinii. Pentru a ob ține expresiile puterilor activ ă și reactivă statorică și rotorică P
s, Qs, Prr, Qrr, se
vor scrie expresiile curen ților statoric și rotoric conform ecua țiilor (II.64), neglijând rezisten ța de
magnetizare Rlm (Rlm = 0).

. X X X ; X X XX X X ; R R RsXXR X R sX(s) XXX sX X R(s) R(s) jX (s) RUI
lm rl r lm sl ssarc s sarc s sarc s sarc slm
lmr sarc s sarc s r
selmsarc s r sarc s r
sese ser
s
+ = + =+ = + =++=−=+=
+ ++ ++ +
(II.65)

Expresiile puterilor activ ă și reactivă corespunz ătoare statorului vor rezulta:

. 0 X 3I Qmotor 0 s generator, 0 s , 0 R 3I P
sarc2
s ssarc2
s s
> < => < > =
(II.66)

Tot din ecua țiile (II.64), va rezulta expresia curentului rotoric:

27,XI ) jX
lms sarc s sarc ++ (Rj Is
r+=(II.67)
precum și:
(II.68) . ) I U 3( jQ P*
r rr
rr
r ⋅ = +
Puterea mecanic ă Pm este:

[], P I 3Rss 1Pr
r2
r r m −−= (II.69)

iar puterea reactiv ă statorică:
(II.70) . ) I X I X I 3(X Q Q2
m lm2r rl2
s slrr s
+ + − =

Deoarece ma șina funcționează ca o mașină asincronă alimentat ă prin rotor, cu o impedan ță
pasivă conectată la bornele statorului, performan țele ei vor fi descrise prin caracteristicile de func-
ționare ale ma șinii asincrone.

Bilan țurile puterilor active în regim de motor și în regim de generator sunt prezentate în fi-
gura II.25.

28

Fig. II.25. Bilanțul puterilor active: a) – regim de motor, s > 0; b) – regim de generator s < 0.

Func ționarea în regim de motor la viteze subsincrone este foarte util ă în cazul în care se im-
pune autodemararea ma șinii. Pentru acesta, se scurtcircuiteaz ă sarcina statoric ă (R sarc = X sarc = 0) ș i
mașina accelereaz ă încet (deoarece în general co nvertorul static ce alimenteaz ă rotorul este de pute-
re mai mic ă decât puterea nominală a mașinii) până în apropierea vite zei de sincronism ωr(1 ±
|smax|). În acest moment, circuitu l statoric se deschide, îns ă tensiunea indus ă în stator este de frec-
vență redusă. Din acest motiv se impune schimbarea secven ței de succesiune a fazelor pentru tensi-
unea de alimentare a rotorului, în scopul ob ținerii ω1 > ω r, pentru acela și sens de rota ție a rotorului.
Acesta constituie momentul de începere a procesului de resinc ronizare, în timp ce ma șina se rote ște
în virtutea iner ției. În interval de câteva milisecunde, sunt realizate valorile necesare pentru tensiu-
nea și frecvenț a statorică și statorul maș inii este reconectat la circuitul de sarcin ă.
Functionarea în regim autonom (regim mai nou numit “sarcin ă de stabilitate”) poate fi utili-
zată în momentul în care dup ă îndepărtarea sarcinii se dore ște frânarea rapid ă a motorului de antre-
nare pentru a preveni supratur ări periculoase când regulatorul de vitez ă iese din func ție.
Amplitudinea tensiunii statorice poate fi reglat ă prin modificarea amplitudinii tensiunii roto-
rice, pe când frecven ța tensiunii statorice ω1 se menține constant ă prin modificarea frecven ței ω2 a
tensiunii rotorice furnizat ă de convertorul static ce alimenteaz ă rotorul.