Ing. RADU BORACI [618131]
1
UNIVERSITATEA POLITEHNICA TIMI ȘOARA
FACULTATEA DE AUTOMATIC Ă ȘI CALCULATOARE
Ing. RADU BORACI
CONTRIBU ȚII LA DEZVOLTAREA UNOR
STRUCTURI DE SISTEME PENTRU CONVERSIA
ENERGIEI EOLIENE ÎN ENERGIE ELECTRIC Ă
– Rezumatul tezei de doctorat –
Conducător științific:
Prof.dr.ing. OCTAVIAN PRO ȘTEAN
TIMIȘOARA
2015
2
Cuvânt înainte
Prezenta lucrare este rezultatul activit ății de cercetare întreprinse în calitate de cadru didactic și
în acela și timp doctorand: [anonimizat], Departamentul de
Automatic ă și Informatic ă Aplicată.
În cadrul acestei teze au fost studiate sist eme de conversie a energiei eoliene, modelarea și
conducerea acestora, cu focalizare pe conducerea generatoarelor electrice cu care acestea sunt echipate.
Doresc s ă îmi exprim profunda recuno ștință față de toți cei care, prin sprijinul moral și în special
științific acordat de-a lungul ultimilor ani m-au ajutat efectiv la finalizarea acestei lucr ări. Cu toate c ă
numele tuturor nu este amintit explicit, le adresez calde mul țumiri.
Pentru realizarea acestei lucr ări doresc s ă aduc alese și distinse mul țumiri conduc ătorului
științific, Domnului Prof.univ.dr.ing. Octavian Pro ștean, pentru sprijinul și îndrumarea deosebit ă acordat ă
pe întreag ă perioad ă a elabor ării tezei.
De asemenea, doresc s ă îmi exprim întreaga considera ție față de Domnul Prof.univ.emerit dr.ing.
Nicolae Budi șan, al c ărui exemplu de d ăruire profesional ă și didactic ă, a constituit un adev ărat model
profesional pentru mine. Îi aduc mul țumiri sincere pentru observa țiile critice și pentru timpul acordat
analizei lucr ării.
Nu în ultimul rând, doresc s ă l e a d u c m u l țumiri colectivului B027, în special domnilor
Prof.univ.dr.ing. Ioan Filip, Conf.univ.dr.ing. Iosif Szeidert- Șubert și Șl.univ.dr.ing. Cristian Va șar,
respectiv, colegiilor mei de la Departamentul de Automatic ă și Informatic ă Aplicat ă, dar și celor de la
Facultatea de Electrotehnic ă – domnilor Prof.univ.dr.ing. Nicolae Muntean, Prof.univ.dr.ing. Marius
Babescu, și nu numai.
Trebuie s ă aduc, adânca mea recuno ștință și mulțumire so ției și familiei, pentru sprijinul și
înțelegerea necondi ționată acordat ă pe durata elabor ării acestei lucr ări.
Această teză a fost par țial suportat ă prin programul "Parteneriate în domenii prioritare – PN II,
derulat cu sprijinul ANCS, CNDI – UEFISCDI, proiect nr. PN-II-PT-PCCA-2011-3.2-1519".
Timișoara, iulie 2015 Cu deosebit ă considera ție,
Radu Boraci
3
CUPRINS
Cuprins ……………………………………………………………………………………………………….. ………. 5
Notații, abrevieri, acronime ………………………………………………………………………………………… 8
Lista de tabele ………………………………………………………………………………………………… ……… 11
Lista de figuri ………………………………………………………………………………………………… ………. 13
1. Introducere …………………………………………………………………………………………………. …….. 21
1.1. Oportunitatea și obiectivele lucr ării ……………………………………………………………………… 21
1.2. Prezentarea con ținutului lucr ării …………………………………………………………………………. 21
2. Energia eolian ă – istorie, starea actual ă, perspective, actualitatea tezei ……………………………….. 24
2.1. Istorie și actualitate ………………………………………………………………………………………… 24
2.1.1. Evolu ția în timp a cercet ărilor IPT / UPT în domeniul agregatelor aeroelectrice …………… 25
2.2. Reglement ările UE ………………………………………………………………………………………….. 27
2.3. Agregate aeroelectrice din România …………………………………………………………………….. 28
2.4. Analiza critic ă comparativ ă a tipurilor de structuri ……………………………………………………. 35
2.4.1. WECS cu vitez ă de rota ție constant ă ……………………………………………………………… 37
2.4.2. WECS cu vitez ă de rota ție variabil ă ……………………………………………………………….. 38
2.4.2.1. WECS cu un generator de induc ție cu rotor bobinat (WRIG) cu rezisten ță rotorică
externă ………………………………………………………………………………………………… 38
2.4.2.2. WECS cu generator de induc ție cu dubl ă alimentare DFIG cu convertor cu capacitate
limitată de putere în circuitul rotoric ……………………………………………………………… 38
2.4.2.3. WECS cu generator de induc ție cu rotor în scurtcircuit în colivie SCIG cu
convertor de putere de capacitate total ă …………………………………………………………. 39
2.4.2.4. WECS cu generatoare sincrone WRSG și PMSG cu vitez ă de rota ție variabil ă ……….. 40
2.4.2.5. Configura ții WECS cu generatoare sinc rone SG cu multiple înf ășurări cu convertoare
distribuite ……………………………………………………………………………………………… 42
2.4.2.6. Configura
ție WECS cu generator PMSG multiplu ………………………………………… 43
2.4.2.7. Filtrele armonice ……………………………………………………………………………….. 44
2.5. Concluzii …………………………………………………………………………………………………. …… 49
3. Vântul și turbine eoliene. Caracteristici ………………………………………………………………………… 50
3.1. Necesitatea unor sisteme eoliene de mic ă putere ……………………………………………………… 50
3.1.1. Caracteristici func ționale ale turbinei eoliene din WECS ……………………………………….. 52
3.2. Vântul. Caracteristici. Modelare …………………… ……………………………………………………… 5 8
3.2.1. Caracteristici ale profilelor vitezei vântului ……………………………………………………….. 59
3.2.2. Blocul de generare a vitezei vântului în Matlab – Simulink …………………………………….. 70
3.3. Turbina eolian ă WT1-UPT. Caracteristici. Modelare ……………………………………………………. 71
3.3.1. Turbina eolian ă WT1-UPT cu palete fixe. Conversia energiei eoliene ………………………… 69
3.3.2. Estimarea prin regresie a m ărimilor specifice turbinei eoliene ……………………………….. 81
3.4. Turbina eolian ă WT2-UPT. Caracteristici. Modelare ……………………………………………………. 89
3.4.1. Turbina eolian ă WT2-UPT cu protec ție la supratura ție …………………………………………. 89
3.4.2. Estimarea prin regresie a m ărimilor caracteristice pentru WT2-UPT…………………………. 91
3.4.3. Sistemul de protec ție la supratura ție ……………………………………………………………… 94
3.5. Concluzii …………………………………………………………………………………………………. ….. 104
4. Sisteme WECS bazate pe generatorul DSWIG ………………………………………………………………. 105
4.1.Modelarea generatorului de induc ție cu dou ă înfășurări statorice (DSWIG) …. ……… …………… 105
4.1.1. Modelul matematic al DSWIG cu dou ă înfășurări statorice trifazate ortogonale ………….. 105
4.1.2. Rezultate în regimul sta ționar al generatorului de induc ție cu dou ă înfășurări statorice
trifazate ortogonale (DSWIG) …….. …………. …………. ……….. ………… …………… ……….. 110
4.2. Regimurile dinamice ale generatorului de induc ție cu dou ă înfășurări statorice trifazate
ortogonale (DSWIG) ……………………………………………………………………………………… 113
4.2.1. Rezultatele simul ării. Regimul dinamic al DSWIG – pentru Cazul 1, respectiv Cazul 2 ….. 116
4.3. Rezultate experimentale, probleme și soluții privind DSWIG pentru sisteme de conversie a
energiei regenerabile ………………………………………………………………………………………. 119
4.3.1. Caracteristica de regim sta ționar al DSWIG cu autoexcita ție ………………………………… 120
4.3.2. Problema armonicelor DSWIG în sistemul WECS ………………………………………………. 122 4.3.3. Rejec ția armonicilor curentului și a tensiunii înf ășurărilor generatorului datorate conect ării
directe la redresor …….. ………… …………. …………. ………… ……….. ……….. ………… ……. 124
4.3.4. M ăsurători ale armonicelor de frecven ță pentru configura țiile și regimurile considerate … 127
4.4. Algoritm de proiectare, a unui DSWIG dintr-un motor de induc ție conven țional ……………….. 129
4.4.1. Proiectarea înf ășurărilor statorice ale DSWIG obtenabil din motoare de induc ție
convenționale ………………………………………………………………………………………….. 131
4.4.2. Aplicarea metodei propuse de proiectare pentru sisteme WECS de putere mic ă ………… 135
4.5. Strategii pentru WECS cu DSWIG ……………………………………………………………………….. 136
4.5.1. Stare actual ă …………………………………………………………………………………………. 136
4
4.5.2. Strategie de conducere cu orientare dup ă fluxul din înf ășurarea de excita ție W2 ……….. 140
4.6. Concluzii …………………………………………………………………………………………………. ….. 152
5. Sisteme WECS bazate pe generatorul PMSG ………………………………………………………………… 155
5.1. Modelarea generatorului sincron cu magne ți permanen ți (PMSG) …………………………………. 155
5.1.1. Preliminarii. Principiul de func ționare al PMSG …………………………………………………. 155
5.1.2. Modelarea PMSG în sistemul de referin ță staționar abc ………………………………………. 156
5.1.3. Modelarea PMSM în sistemul de referin ță rotativ sincron d-q ……………………………….. 157
5.1.4. Calculul randamentului generatorului PMSG…………………………………………………….. 162
5.1.5. Caracteristicile PMSG ……………………………………………………………………………….. 164
5.1.6. Metod ă de determinare a PG=F(IG, nG), MG=F(IG, nG), UG=F(IG, nG) ………….. 168
5.1.7. Caracteristici estimate pentru WT1 și PMSG – rezultate prin simulare în Matlab …………. 170
5.2. Variante de conducere pentru PMSG, f ără MPPT ……………………………………………………… 172
5.2.1. Strategii bazate pe m ăsurarea m ărimilor în circuitul intermediar de c.c. ………………….. 175
5.2.1.1. Controlul HDC pentru extrac ția de putere maxim ă ……………………………………… 175
5.2.1.2. Strategie de control bazat ă pe estimarea vitezei vântului …………………………….. 180
5.2.1.3. Strategia de control al tura ției pentru WECS …………………………………………….. 181
5.2.2. Strategii de conducere în regim de frânare ……………………………………………………… 189
5.2.2.1. Frânare în cazul WT1-UPT cu palete fixe …………………………………………………. 190
5.2.2.2. Frânare în cazul WT2-UPT cu sistem SPAST ……………………………………………… 198
5.3. Metode de conducere cu MPPT a WECS ………………………………………………………………… 217
5.3.1. Metode de urm ărire a maximului de putere (MPPT) ……. ………… ………….. ………. …….. 218
5.3.2. Implementarea metodelor de tip MPPT la sisteme WECS …………………………………….. 225
5.4. Concluzii …………………………………………………………………………………………………. ….. 230
6. Aspecte Hardware de realizare a sistemului de conversie ………………………………………………… 232
6.1. Convertor c.c.-c.c. hibrid (HDC) …………………………………………………………………………. 232
6.1.1. Func ționarea HDC …………………………………………………………………………………… 233
6.1.1.1. Regimul de curent conti nuu (CCM) ……. …………. …………. ……… ………….. ………. 234
6.1.1.2. Regimul de curent întrerupt (DCM) ……………………………………………………….. 237
6.1.1.3. Dimensionarea HDC ………………………………………………………………………….. 239
6.1.2. Simularea func ționării HDC în MATLAB și PSIM ………………………………………………… 239
6.1.3. Concluzii privind convertorul HDC ………………………………………………………………… 246
6.2. Sistemul de achizi ție ………………………………………………………………………………………. 247
6.2.1. Structura Sistemul de achizi ție ……………………………………………………………………. 248
6.2.2. Modulele de achizi ție analogice (MA) ale SAPS …………………………………………………. 251
6.2.3. Module pentru sistemul de comenzi logice ale SAPS ………………………………………….. 253
6.2.4. Concluzii privind Sistemul de achizi ție …………………………………………………………… 255
6.3. Emulator de laborator pentru turbina eolian ă. Modelare și realizare experimental ă ………….. 255
6.3.1. Emulatorul de turbin ă eoliană. Rezultate experimentale pentru WT1-UPT și WT2-UPT …. 255
6.3.2. Concluzii privind emulator de laborator ………………………………………………………….. 262
6.4. Concluzii …………………………………………………………………………………………………. …. 263
7. Concluzii finale și contribu ții. Perspective de dezvoltare …………………………………………………… 264
7.1. Concluzii finale …………………………………………………………………………………………… … 264
7.2. Contribu ții personale ………………………………………………………………………………………. 264
7.3. Perspective de dezvoltare …………………………………………………………………………………. 2 66
Anexa A ……………………………………………………………………………………………………….. ……… 267
Anexa B ……………………………………………………………………………………………………….. ……… 268
Bibliografie …………………………………………………………………………………………………… ………. 270
Notații, abrevieri, acronime
A – aria expus ă a turbinei
AAE – agregat aeroelectric
abc – axele sistemului de referin ță staționar sincron cu statorul
BVI – invertor surs ă de tensiune ridic ător (boost voltage inverter)
c.a., a.c. – curent alternativ (alternative current)
c.c.,d.c. – curent continuu (direct current)
CM, CM arb – coeficient de cuplu
CP, CParb – coeficient de putere
CPmax Betz – coeficient de putere maxim "limita lui Betz"
CPmax, – coeficient de putere maxim
CSC – convertor surs ă de curent (current source converter)
CSCF – vitez ă de rota ție și frecven ță constante (constant speed, constant frequency)
CSI – invertor surs ă de curent (current source inverter)
CSR – redresor surs ă de curent (current source rectifier)
5
DFIG – generator de induc ție cu dubl ă alimentare (doubly-fed induction generator)
dq – axele sistemului de referin ță rotativ sincron cu rotorul
DSWIG – generator de induc ție cu dou ă înfășurări statorice (dual stator windings induction generator)
EWEA – Asocia ția European ă pentru Energia Vântului (European Wind Energy Association)
f1 – frecven ța statoric ă
GI, IG – generator de induc ție (asincron) (induction generator)
GS, SG – generator sincron (synchronous generator)
HDC – convertor c.c.-c.c. hibrid (hybrid dc-dc convertor)
i1, i2, i3 – curen ții înfășurărilor statorice W1, W2 și din rotor W3
id1, iq1 – componentele curentului înf ășurării W1 în sistemul de axe dq
id2, iq2 – componentele curentului înf ășurării W2 în sistemul de axe dq
id3, iq3 – componentele curentului rotorului W3 în sistemul de axe dq
MEPT – urm ărirea punctului de randament maxim (maximum efficiency point tracking)
MM – model matematic
MPPT – urm ărirea maximului de putere extras ă (maximum power point tracking)
MWT arb max , Marb max – cuplul turbinei eoliene la arbore maxim
MWT arb, Marb – cuplul turbinei eoliene la arbore
n – tura ția turbinei
nEXTREM – tura ția turbinei extrem ă
nmax – tura ția turbinei maxim ă de lucru
nN – tura ția turbinei nominal ă
nP max – tura ția turbinei corespunz ătoare puterii maxime u
nSTART – tura ția turbinei de intrare în func țiune a WECS
PC – proces condus
PMSG – generatorul sincron cu magne ți permanen ți (permanent magnet synchronous generator)
PW – puterea cinetic ă a vântului
PWM – modularea impulsului în durat ă (pulse width modulation)
PWT arb, Parb – puterea turbinei eoliene la arbore
PWTarb max , Parb max – puterea turbinei eoliene la arbore maxim ă
R – raza circumferin ței paletelor
R1, R2, R3 – rezisten țele echivalente ale înf ășurărilor W1, W2, W3
RD,DB – redresor în punte trifazat cu diode (diode bridge)
REN21 – Politica pentru re țeaua energetic ă regenerabil ă pentru secolul 21 (Renewable Energy Policy
Network for the 21st Century)
s – alunecarea DSWIG SCIG – generator de induc ție cu rotor în scurtcircuit în colivie (squirel cage induction generator)
SEPL – sistem energetic de putere limitat ă (finită)
SPAST – sistemului de protec ție automat ă la supratura ție centrifugal al WT2-UPT
SRAC – sistem de reglare automat conven țional
u
1, u2, u3 – tensiunile înf ășurărilor statorice W1, W2 și din rotor W3
ud1, uq1 – componentele tensiunii înf ășurării W1 în sistemul de axe dq
ud2, uq2 – componentele tensiunii înf ășurării W2 în sistemul de axe dq
ud3, uq3 – componentele tensiunii rotorului W3 în sistemul de axe dq
UE – Uniunea European ă
UPT – Universitatea Politehnica Timi șoara
uR – viteza periferic ă a vârfului paletei turbinei eoliene
v – viteza vântului
vEXTREM – viteza extrem ă a vântului
vmax – viteza maxim ă de lucru a vântului
vN – viteza nominal ă a vântului
VSC – convertor surs ă de tensiune (voltage source converter)
VSCF – vitez ă de rota ție variabil ă și frecven ță constant ă (variable speed, constant frequency)
VSI – invertor surs ă de tensiune (voltage source inverter)
VSR – redresor surs ă de tensiune (voltage source rectifier)
vSTART – viteza vântului de intrare în func țiune a WECS
VSVF – vitez ă de rota ție și frecven ță variabile (variable speed, variable frequency)
W1,W2 – înf ășurările statorice trifazate de sarcin ă și de excita ție ale DSWIG
W3 – înf ășurările rotorice trifazate ale DSWIG
WECS – sistem de conversie a energiei eoliene (wind energy convertion system)
WRIG – generator de induc ție cu rotor bobinat (wound rotor induction generator)
WRSG – generator sincron cu rotor bobinat (wound rotor synchronous generator)
6
WT – turbin ă eoliană (wind turbine)
WT1-UPT – turbina eolian ă cu palete fixe, proiectat și realizat la UPT
WT2-UPT – turbina eolian ă cu palete rotative, cu sistem automat de protec ție la supratura ție centrifugal,
proiectat și realizat la UPT
β – unghiul de atac al paletelor
β0 – unghiul de atac ini țial al paletelor (numit și "unghi de instalare")
βmax – unghiul de atac maxim al paletelor
Δβ – varia ția unghiului de atac al paletelor
θ1 , θ2 – unghiul de pozi ție al câmpurilor electromagnetice ale înf ășurărilor W1, W2
λ – rapiditatea turbinei, ("tip speed ratio"- TSR)
λ0 – rapiditatea turbinei la CPmax
ρ – densitatea masic ă de aer
ψd1, ψq1 – componentele fluxurilor înf ășurării W1 în sistemul de axe dq
ψd2, ψq2 – componentele fluxurilor înf ășurării W2 în sistemul de axe dq
ψd3, ψq3 – componentele fluxurilor rotorului W3 în sistemul de axe dq
ω – viteza unghiular ă a rotorului
ω1 – pulsa ția statoric ă
Observa ție: În rezumat este utilizat ă numerotarea folosit ă în teză pentru figuri, tabele și formule.
1. Introducere
1.1. Oportunitatea și obiectivele lucr ării.
În lucrarea de fa ță se abordeaz ă un domeniu de mare actualitate al energeticii resurselor eoliene
– cel al sistemelor de conversie a energiei eoliene echipate cu generatoare de induc ție și sincrone..
Oportunitatea acestor cercet ării este dat ă de utilizarea pe o scar ă din ce în ce mai larg ă, a
resurselor energetice regenerabile, în special a celor eoliene, în vederea producerii de energie electric ă
nepoluant ă. Expansiunea energeticii eoliene a fost posibil ă datorit ă scăderii continue a pre țurilor de cost
ale sistemelor de conversie a energiei eoliene, corelat ă cu politici coerente de promovare a acestor
energii ale unor organiza ții interna ționale de profil și ale statelor interesate. În plus, rezultatele
cercetărilor efectuate în acest domeniu au condus la cre șterea fiabilit ății componentelor, la îmbun ătățirea
performan țelor dinamice ale sistemelor de conversie a energiei eoliene.
În cadrul tezei sunt studiate problematici importante ale sistemelor de conversie cum ar fi:
– modelarea și validarea prin simulare a modelelor identificate ale componentelor sistemului de
conversie;
– studiul unor structuri de conducere a sistemelor de conversie a energiei eoliene.
Principalele obiective propuse în lucrarea de fa ță sunt:
● O analiza critic ă a structurilor, configura țiilor, tehnologiilor specifice liniilor de conversie a
energiei eoliene în energie electric ă, precum și integrarea acestora în sistemele energetice de putere.
● Identificarea de modele matematice ale principalelor elemente componente ale sistemului de
conversie în vederea analizei structurilor de conducere propuse.
● Analiza unor metode indirecte de determinare a valorilor unor m ărimi specifice sistemului de
conversie, în vederea dezvolt ării unor metode de conducere, cu urm ărirea maximului de putere extras ă
din energia vântului.
● Dezvoltarea unor structuri de conducere pentru comanda excita ției unui generator de induc ție
cu două înfășurări statorice separate de sarcin ă și excita ție, în vederea regl ării tensiunii la bornele
acestuia.
● Analiza func ționării sistemului de conversie în regimuri de func ționare la dep ășirea limitelor
nominale și în caz de avarie.
● Implementarea unor metode de conducere cu urm ărirea punctului de putere maxim ă a
agregatelor aeroelectrice.
1.2. Prezentarea con ținutului lucr ării
Conținutul lucr ării este dezvoltat pe parcursul a 7 capitole, 279 pagini, cu o list ă de 161 titluri
bibliografice și 2 anexe.
În primul capitol sunt prezentate obiectivele principale ale lucr ării și modul de structurare al
acesteia, func ție de obiectivele tezei și problematica abordat ă.
În urma analizei domeniului energeticii eoliene, în capitolul doi s-a realizat o clasificare a
principalelor tipuri constructive ale agregatelor aeroelectrice dup ă mai multe criterii: pozi ția axului
turbinei, tip de generator, tip de convertor de putere , etc. În cadrul acestui capitol, s-a realizat o ampl ă
analiză critică a domeniului, conturându-se stadiul actual în domeniul utiliz ării energiilor regenerabile,
atât pe plan na țional, cât și pe plan interna țional.
7
Capitolul trei trateaz ă problematica model ării matematice a turbinelor eoliene, principalele
componente ale agregatelor aeroelectrice și a diferitelor profile de varia ție a vitezei vântului necesare
pentru simulare și utilizabile în implementarea și testarea unor strategii de conducere. Astfel, au fost
dezvoltate modele pentru dou ă tipuri de turbine eoliene de 5kW, proiectate și realizate la UPT: turbina
eoliană cu palete fixe WT1-UPT și turbina eolian ă cu palete rotative, cu sistem automat de protec ție la
supratura ție centrifugal WT2-UPT. Se dezvolt ă și se implementeaz ă prin metode de regresie determinarea
expresiilor unor m ărimi specifice turbinelor. Aceste m ărimi sunt necesare în vederea implement ării unei
strategii propuse de conducere. Rezultatele ob ținute sunt validate prin simulare: în regim normal de
funcționare, în regim de frânare la dep ășirea limitelor nominale sau în caz de avarie a unor componente.
În cadrul capitolului patru, cercet ările au fost orientate preponderent pe studiul ma șinii electrice
de induc ție cu înf ășurări statorice separate – de sarcin ă și de excita ție în regim de generator (DSWIG). Se
tratează problematica: model ării matematice a DSWIG în sistemul de referin ță d-q; a simul ării
regimurilor statice și dinamice. Se prezint ă rezultate experimentale, problema armonicilor și soluții pentru
rejecția acestora privind DSWIG pentru sisteme de conversie a energiei eoliene. Se stabile ște un algoritm
de proiectare pentru ob ținerea unui generator DSWIG, prin rebobinarea statorului, dintr-o ma șină de
inducție din produc ția de serie. În acest capitol se abordeaz ă strategii de conducere a WECS bazate pe
DSWIG.
În capitolul cinci, cercetarea a fost orientat ă spre generatorul sincron cu magne ți permanen ți
(PMSG). Se dezvolt ă și se implementeaz ă metode de determinare a m ărimilor specifice PMSG. Se
prezintă: modelarea PMSG în sistemul de referin ță rotativ d-q, stabilirea unei metode originale de
extindere a caracteristicilor PMSG de la un num ăr limitat de experimente, la întreg domeniul nominal de
funcționare. Aceste m ărimi sunt necesare în vederea implement ării unor strategii de conducere prin
utilizarea unor m ărimi din circuitul intermediar de c.c. de la intrarea convertorului c.c.-c.c. hibrid – HDC,
prin eliminarea traductoarelor de tura ție și a anemometrelor. Se prezint ă conducerea sistemului WECS cu
PMSG în regim de conducere nominal cu extragerea puterii maxime disponibile din energia vântului și în
regim de frânare, în cazul utiliz ării celor dou ă tipuri de turbine eoliene WT1-UPT și WT2-UPT. S-au studiat
și dezvoltat metode de conducere bazate pe urm ărirea ob ținerii unui maxim de putere (MPPT). Testarea
strategiei de conducere, cu urm ărirea punctului de maxim, s-a realizat pentru diverse regimuri de
funcționare (la diverse varia ții ale vitezei vântului), ob ținându-se performan țe bune ale acesteia.
Capitolul șase trateaz ă problematica func ționării unor componente ale WECS, pentru care s-au
dezvoltat și sintetizat modele utilizabile în implementarea și testarea unor strategii de conducere. Se
prezintă realizarea convertorului c.c.-c.c. hibrid HDC, a sistemul de achizi ție multifunc țional și a unui
emulator al sistemului de conversie, stand de laborator realizat la UPT, util pentru studiul și testarea
echipamentelor reale și a algoritmilor de conducere pentru sisteme WECS, f ără o turbin ă eoliană reală .
În capitolul final al lucr ării sunt prezentate concluziile, contribu țiile personale și posibile direc ții de
cercetare ulterioare în opinia autorului. Teza se întinde pe 279 pagini și conține 211 figuri, 52 tabele și
161 titluri bibliografice. O mare parte din contribu ții au fost validate prin publicarea a 21 de lucr ări
științifice, la care autorul tezei este prim-autor/coautor, acestea fiind în marea majoritate: lucr ări
publicate în volumele unor conferin țe indexate ISI Proceedings; lucr ări publicate în volumul unei
conferin țe indexate Inspec și IEEExplore; lucr ări publicate în volumele unor conferin țe interna ționale
neindexate; lucr ări publicate la alte conferin țe naționale cu participare interna țională; lucrări la
conferin țe/manifest ări științifice naționale.
2. Energia eolian ă – istorie, starea actual ă, perspective,
actualitatea tezei
Obiectivele tezei se încadreaz ă în preocup ările generale, pe plan mondial, european și național,
de reducere / renun țare, în perspectiv ă, a utiliz ării, în energetic ă
– a combustibililor fosili responsabili de înc ălzirea global ă și schimb ările climatice ce amenin ță
întreaga planet ă, cât și, pe de alt ă parte, de epuizarea acestor combustibili (zeci de ani la gazele naturale
și sute de ani la c ărbune),
– a energiilor nucleare, responsabile de posibile catastrofe de iradiere a unor mari suprafe țe ale
pământului și a apei oceanelor, cât și soluționarea nesatisf ăcătoare a depozit ării deșeurilor radioactive, ce
rezultă în cadrul tehnologiilor nucleare.
Pentru solu ționarea problemelor energeticii speciali știi și-au îndreptat aten ția, în special, asupra
unor resurse energetice neconven ționale, cunoscute și ca "energii regenerabile", ce provin de la surse din
natură, care se refac pe cale natural ă: vânt, lumin ă solară, ploaie, valuri, curen ții maritimi, c ăldura și
mareele m ărilor și oceanelor.
2.1. Istorie și actualitate
2.1.1. Evolu ția în timp a cercet ărilor IPT/UPT în domeniul agregatelor
aeroelectrice
În cele ce urmeaz ă se folose ște atât denumirea, propus ă la UPT, de "agregate aeroelectrice" –
AAE, (prin analogie cu denumirea consacrat ă în hidroenergetic ă de "agragate hidroelectrice"), pentru
agregatele electrogeneratoare ce folosesc ca surs ă primar ă energia vântului pentru care, în prezent, se
8
folosesc denumiri diverse: turbine de vânt, agregate eoliene, cât și WECS (Wind Energy Conversion
System) (în limba englez ă: se mai utilizeaz ă windgenerators, windpower generators, windmills, etc.).
Începând cu anul 1982, Universitatea „Politehnica" din Timi șoara desf ășoară cercetări sistematice
pentru promovarea în România a sursei de energie eolian ă [Bej 2007].
În ceea ce prive ște valorificarea energiei eoliene, exist ă preocup ări pentru dou ă domenii
distincte:
– domeniul agregatelor de medie/mare putere destinate centralelor (fermelor) aeroelectrice pe
amplasamente performante ca poten țial aeroenergetic;
– domeniul agregatelor de putere mic ă, destinate unor aplica ții locale pentru amplasamente cu
potențial, aeroenergetic mai redus
2.2. Reglement ările UE
Având în vedere imperativul actual al diminu ării și, în final, al elimin ării surselor de energie
poluante și în curs de epuizare, în prezent dezvoltarea noilor capacit ăți energetice este strict
reglementat ă pe plan interna țional. În țările UE reglementarea problemei considerate este prev ăzută în
"Directiva 2009/28/CE a Parlamentului European și a Consiliului privind promovarea utiliz ării energiei din
surse regenerabile" [DIR-2009]. Directiva stabile ște un cadru comun pentru promovarea energiei din
surse regenerabile. Aceasta stabile ște obiective na ționale obligatorii privind ponderea global ă a energiei
din surse regenerabile în cadrul consumului final brut de energie și ponderea energiei din surse
regenerabile utilizat ă în transporturi. Reglement ările UE au fost particularizate pentru România de factorii
de decizie la nivel na țional, fiind cuprinse, detaliat, în "Planul Na țional de Ac țiune în Domeniul Energiilor
din Surse Regenerabile (PNAER) " [PNA-2010], elaborat de c ătre Institutul Na țional de Cercetare –
Dezvoltare pentru Energetic ă (ICEMENERG- Bucure ști).
2.3. Agregate aeroelectrice din România
Agregate aeroelectrice de mic ă putere
(i) Considera ții generale
AWEA (American Wind Energy Association) define ște turbine mici acele turbine care au o
capacitate de generare de pân ă la 100kW și un diametru al rotorului de pân ă la 18m.
U n s t u d i u a l A W E A a r a t ă o creștere foarte mare a interesului comercial pentru turbinele mici.
Situație demonstrat ă în num ărul mare de variante de turbine de vânt mici (400) produse de 191 de firme
din întreaga lume [ALL-2014].
Se poate concluziona c ă piața de desfacere a agregatelor aeroelectrice de putere mic ă a cunoscut
o creștere semnificativ ă în ultima decad ă și se așteaptă ca acestea s ă joace un rol important în generarea
distribuit ă a energiei electrice în viitor.
(ii) Cercet ări la UPT
Cele mai recente rezultate ale cercet ărilor de la UPT, în colaborare cu unit ăți de fabrica ție și
montaj, privind îmbun ătățirea structurilor și a randamentului AAE de mic ă putere și a sistemelor hibride
vânt – solare au fost ob ținute în cadrul a 3 proiecte de cercetare (inclusiv cu finan țare european ă) la care
a contribuit și autorul prezentei teze de doctorat, proiecte coordonate de conduc ătorul științific al acestei
teze (în calitate de director de proiect):
EEA European Economic Area Grant of Icelan d, Lichtenstein, Norway: Project Nr. RD-0018
"Improvement of Structures and Efficiency of Sm all Horizontal Axis Wind Generators with Non-
Regulated Blades", 2009-2011 [EEA-2009],
Proiect Nr.127/ICER-TM, Sectorial Operational Programme Increase of Economic RD&I:
Operation 2.2.1, National PROGRAMME "CAPACITIES", MODULE I: Large investment projects,
2009-2011 [PRO-2009].
Proiect: "Sisteme Hibride de Conversie a Energiei Regenerabile de Mic ă Putere Integrate într-o
Rețea (MICROREN)", Proiect Tip 2, Contract: 36, Autoritate contractant ă:UEFISCDI, 2012-
2015 [PRO-2012].
În figurile Fig.2.3.5a,b este redat ă instala ția experimental ă de laborator realizat ă la UPT în
vederea cercet ării a agregatelor WT-UPT cu modelare analogic ă, cu motor electric a turbinei eoliene și cu
elementele reale ale lan țului de conversie a.c.-c.c.-a.c. ale agregatelor.
Contribu țiile autorului prezentei teze de doctorat, în cercetarea men ționată, sunt prezentate în 21
de lucrări publicate la manifest ări științifice din țară și străinătate, cât și în prezenta tez ă de doctorat.
În Fig.2.3.6, sunt prezentate câteva vederi al e agregatelor WT-UPT instalate pe amplasamentul
comunei Ciugud, jud.Alba, România.
O precizare ce se impune în leg ătură cu cele prezentate mai sus este aceea c ă toate
componentele – turbinele de vânt, generatorul electric PMSG, sistemele electronice de m ăsurare,
conversie (a.c.-c.c.-a.c.) și conducere (PLC, DSP, DSPACE) au fo st concepute, realizate, studiate și
experimentate la UPT pe modelul experimental de laborator la care s-a f ăcut referire.
Având în vedere oportunitatea extinderii utiliz ării agregatelor aeroelectrice de mic ă putere,
semnalat ă de cercet ătorii din întreaga lume, în prezent pe plan mondial se desf ășoară, în continuare,
cercetări de îmbun ătățire a tuturor componentelor acestor agregate:
9
(a) (b)
Fig.2.3.5. Standul experimental de modelare a AAE cu PMSG:
(a) vedere de ansamblu; (b) grupul motor de induc ție – generatorul PMSG. [EEA-2009]
– sistemele de sus ținere a AAE mari și mici, pe amplasamente (sisteme plutitoare pe m ări și
oceane, în cazul agregatelor de putere mare, sisteme multirotor, sisteme de sus ținere pe acoperi șul
clădirilor, respectiv de amplasare a AAE pe stâlpii pentru iluminatul șoselelor, sisteme cu levita ție
magnetica a turbinelor de vânt, etc., în cazul agregatelor de mic ă putere),
noi tipuri de rotoare ale turbinelor de vânt, – noi tipuri de generatoare electrice, respective
de îmbun ătățiri constructive și de configurare a înf ășurărilor acestora,
noi tipuri de convertoare electronice de putere în linia de conversie turbin ă de vânt-
rețea/consumatori,
noi tipuri de sisteme de acumulare a energiei excedentare, în cazul AAE autonome,
etc.
Considera țiile de mai sus motiveaz ă și cercet ările din prezenta tez ă, rezultate ale acestor
cercetări constituind p ărți ale tezei.
Una din preocup ările actuale de la UPT este și elaborarea unor structuri de conversie cu
generatoare de induc ție cu dou ă sisteme de înf ășurări statorice. În Fig.2.3.7 se prezint ă aspecte ale
standului de modelare experimental ă a AAE cu generator de induc ție cu dou ă înfășurări statorice
(DSWIG).
(a) (b) (c)
Fig.2.3.6. Agregatele aeroelectrice cu turbinele de vânt WT1-UPT (a) și WT2-UPT (b)
cuplate direct cu generatorul PM SG având amplasamentul situat
în comuna Ciugud, jud. Alba (c) [EEA-2009].
10
Tabel 2.4.2. Configura țiile de sistem e WECS, de mic ă putere, considerate în tez ă.
Caz
WECS Tip
turbină
eoliană Turația
de
antrenare
a genera-
torului Tip
gene-
rator Domeniul
de
variație
a turației
de
antrenare Amplifi-
cator
de
turație Tipul
de
control
aero-
dinamic
al
puterii Compen-
sarea
puterii
reactive
externe Controlul
puterii
active și
MPTT
Realizare
WECS cu
WT1-UPT
[EEA-2009] WT1-
UPT Cu turație
variabilă PMSG Tot
domeniul Fără – stall Nu Da
Realizare
WECS cu
WT2-UPT
[EEA-2009] WT2-
UPT Cu turație
variabilă PMSG Tot
domeniul Fără – active
stall Nu Da
Stand
emulator
experimental
WECS
WT1-UPT
[EEA-2009] Emulator
1
WT1-
UPT Model
cu turație
variabilă PMSG Tot
domeniul Da – stall Nu Da
Stand
emulator
experimental
WECS
WT1-UPT
[EEA-2009] Emulator
1
WT2-
UPT Model
cu turație
variabilă PMSG Tot
domeniul Da – active
stall Nu Da
Stand
emulator
experimental
WECS
WT1-UPT
[PRO-2012] Emulator
2
WT1-
UPT Cu turație
variabilă DSWIG Tot
domeniul Fără – stall Da Da
– WECS cu generator PMSG cu convertoare de putere de capacitate total ă echipate cu dou ă tipuri
de turbine, WT1-UPT cu palete fixe și WT2-UPT cu sistem de protec ție automat la supratura ție, în
variantele realizate în cadrul grantului din spa țiul economic european [EEA-2009, PRO-2009] și pe
standul experimental de la Universitatea Politehnica Timi șoara cu emulator al sistemelor WECS cu
generator și convertoare la scar ă reală.
– WECS cu generator de induc ție cu dou ă înfășurări statorice (DSWIG) cu convertoare de putere
de capacitate total ă [PRO-2012], studiat pe ștandul experimental de la UPT cu emulator de turbin ă WT1-
UPT și generator DSWIG și convertoare la scar ă reală.
Printr-o combina ție de diferite tipuri de generatoare și transformatoare, au fost dezvoltate o
varietate de configura ții WECS. S-au prezentat cele mai comune configura ții practice de sisteme WECS și
configura ții în curs de dezvoltare. S-au discutat diverse aspecte tehnice legate de aceste configura ții în
funcție de tipurile de generatoare, topologii de conv ertoare de putere, de control al puterii active,
eficiența de conversie a energiei și de compensare a puterii reactive pe partea de re țea. Au fost analizate
pentru fiecare dintre configura ții caracteristicile, avantaje și dezavantaje.
3. Vântul și turbine eoliene. Caracteristici
Examinarea func ționalității și comport ării sistemelor WECS, o aten ție deosebit ă trebuie acordat ă
generatoarelor electrice, modalit ății de cuplare a acestora cu rotorul turbinei și modalitatea de conectare
/ deconectare la re țea.
Fig.2.3.7. Stand experimental pentru agregate aeroelec trice cu generator DSWIG [PRO-2012], unde: (1) motor de
inducție pentru antrenare ; (2) generator DSWIG; (3) convertor electronic de putere cu tensiune și frecven ță
variabilă pentru alimentarea motorului de induc ție; (4) sarcina rezistiv ă ; (5) aparate de m ăsură.
În paragrafele urm ătoare din acest capitol se vor considera urm ătoarele variante de configura ții
WECS studiate în tez ă, sintetizate în Tabelul 2.4.2:
11
Sistemele de conversie a energiei eoliene compar ativ cu alte surse de producere a electricit ății,
cum ar fi hidrogeneratoarele sau grupurile diesel, prezint ă unele avantaje cum ar fi: (i) simplitate în
utilizare; (ii) durat ă m a r e d e f u n c ționare în exploatare; (iii) posibilit ății de e șalonare în timp a
implement ării sistemelor WECS care urmeaz ă să formeze o ferm ă eoliană; (iv) costuri ini țiale reduse; (v)
au o între ținere ușoară; (vi) sunt ecologice prin impactul cu mediu fiind foarte redus.
Pentru sisteme de conversie a energiei eoliene de putere mic ă, până la 5kW, s-au considerat
două tipuri de turbine eoliene, realizate la UPT [EEA-2009]:
– turbina eolian ă cu palete fixe WT1-UPT;
– turbina eolian ă cu protec ție automat ă la supratura ție WT2-UPT.
Pentru cele dou ă variante de turbine eoliene, realizate la UPT, s-au stabilit modele matematice,
simularea și analiza func ționării lor în diferite regimuri (regim nominal, regim de frânare la dep ășirea
limitelor nominale sau în caz de avarie, etc.)
Prin metode de regresie numeric ă s-au stabilit rela ții care simplific ă procesul de simulare și de
conducere a sistemelor de conversie eoliene.
3.1. Necesitatea unor sisteme eoliene de mic ă putere
Turbinele eoliene convertesc energia cinetic ă a vântului în energie mecanic ă la arbore și, în final
în energie electric ă prin generatoare electrice.
Tendința actual ă este de a grupa sistemele de conversie a energiei eoliene în ferme eoliene
terestre ("onshore"), care beneficiaz ă de o construc ție simpl ă, o func ționare și costuri de exploatare mai
reduse, respectiv o conectare mai simpl ă la sistemele de transport terestre existente, sau în ferme
eoliene marine ("offshore") vitez ă vântului, de regul ă mai mare și mai constant ă, dar pot întâmpina
condiții de mediu mult mai ostile (de exemplu, salinitatea apei și furtunile puternice)
Turbinele de putere mic ă sunt destinate utiliz ării în locuri izolate, cu un num ăr mic de
consumatori, uneori departe de re țeaua electric ă general ă. Ele pot func ționa în regim de izolare de
rețeaua electric ă general ă sau conectate la re țea.
3.1.1. Caracteristici func ționale ale turbinei eoliene din WECS
Turbinele eoliene au dou ă configura ții de baz ă, turbine eoliene cu ax orizontal și turbine eoliene
cu ax vertical, rotorul turbinei eoli ene putând fi propulsat fie de for țele aerodinamice portante sau de
tracțiune.
Fig.3.1.4. Puterea total ă a vântului, puterea maxim
teoretic ă a lui Betz și puterea actual ă pentru 70% din
eficiența Betz pentru o WT cu diametrul de 5.5m. Fig.3.1.5. For ța de portan ță și de trac țiune al unei
turbine eoliene.
Fig.3.1.5 prezint ă o secțiune transversal ă a paletei rotorului și forțele care ac ționează asupra ei
într-o reprezentare aerodinamic ă plană. Forța portant ă (L) este produs ă perpendicular pe direc ția vitezei
relative a vântului ( Vr) , î n t i m p c e f o r ța de trac țiune ( D) este aliniat ă cu aceasta. Viteza relativ ă a
vântului este vectorul rezultant sum ă a vectorului vitezei mi șcării paletei ( VB) și vectorul vitezei vântului
(Vw). Forța portant ă împinge paletele de-a lungul c ăii de rota ție, cauzând o împingere, care produce un
cuplu la axul rotorului turbinei. For ța portant ă crește pe m ăsura cre șterii unghiului de atac ( α) în
domeniul normal de func ționare, de exemplu înainte ca paleta s ă atingă regimul de func ționare
turbulent ă. În regimul turbulent de func ționare for ța portant ă rămâne practic constant ă, independent ă de
unghiul de atac. Este important de men ționat că este neeconomic s ă se construiasc ă turbine robuste care
să funcționeze în tot domeniul de vitezele a vântului.
Reglarea limit ării pasive a tura ției și reglarea unghiului de atac sunt cele mai folosite metode
pentru sisteme WECS medii și mari, în timp ce metoda de reglare a frân ării și opririi este utilizat ă pentru
sistemele WECS mici [Mar 2003].
Caracteristica de putere a unei turbine eoliene
Caracteristicile de putere ale turbinei eoliene sunt definite prin curbele de putere, care fac
legătura dintre puterea mecanic ă a turbinei și viteza vântului.
O curbă tipică de putere este caracterizat ă de trei viteze ale vântului: viteza vântului de start
(intrare în func țiune), viteza vântului nominal ă și viteza vântului de oprire, a șa cum sunt reprezentate în
Fig.3.1.6, unde PT este puterea mecanic ă generat ă de turbina eolian ă și vw este viteza vântului.
Așa cum poate fi v ăzut din Fig.3.1.6, WECS începe s ă captureze energie de la viteza de start a
vântului. Puterea capturat ă de paletele turbinei este o func ție cubic ă a vitezei vântului, conform ecua ției
12
(3.1.1), pân ă când viteza vântului atinge valoarea nominal ă. Pentru a furniza energia capturat ă rețelei
pentru diferite viteze ale vântului, WECS trebuie s ă fie controlat corespunz ător func ționării la tura ție
variabilă. Odată cu cre șterea vitezei vântului peste viteza nominal ă, se cere un control al puterii
aerodinamice al paletelor, care s ă mențină puterea la valoarea nominal ă.
Fig.3.1.6. Curba calitativ ă a puterii mecanice a turbinei eoliene în func ție de viteza vântului.
Când viteza vântului este superioar ă vitezei de oprire turbina eolian ă trebuie s ă fie oprit ă,
încetând furnizarea energiei electrice.
Configura ții cu tura ție variabil ă (avantaje, dezavantaje)
Configura țiile cu tura ție variabil ă asigură posibilitatea de control al tura ției rotorului turbinei
eoliene. Aceasta permite sistemului de conversie a energiei eoliene (WECS) s ă funcționeze constant în
apropierea valorii optime a rapidit ății turbinei, valoare care corespunde punctului de putere maxim ă la o
viteză dată a vântului.
Se pot pune în eviden ță următoarele avantaje ale sistemelor WECS cu tura ție variabil ă
comparativ cu sistemele cu tura ție constant ă [Bur 2001, Car 2011, Kar 2013]:
– Produc ția anual ă de energie cre ște datorit ă faptului c ă turația turbinei eoliene poate fi ajustat ă
în funcție de viteza vântului pentru a maximiza puterea de ie șire. Dependent de aerodinamica turbinei și
de regimul de vânt, sistemele WECS asigur ă până la 10% din energia anual ă.
– Stresul mecanic este mai mic datorit ă adaptării la puterea de antrenare. Turbulen ța și
forfecarea vântului pot fi atenuate de energia înmagazinat ă în iner ția mecanic ă a turbinei, creând o
adaptabilitate, care reduce pulsa țiile cuplului.
– Variația puterii de ie șire este decuplat ă de condi țiile instantanee prezente în viteza vântului și în
sistemul mecanic. Când apare o rafal ă de vânt la turbin ă, sistemul electric poate continua s ă furnizeze
putere constant ă rețelei în timp ce iner ția sistemului mecanic absoarbe surplusul de energie prin
creșterea tura ției rotorului.
– Calitatea puterii poate fi crescut ă prin reducerea pulsa țiilor energiei. Reducerea pulsa țiilor
energiei se manifest ă prin sc ăderea abaterii tensiunii de la valoare nominal ă în punctul comun de cuplare
(PCC), ceea ce permite cre șterea penetr ării energiei eoliene în re țea.
– Complexitatea controlului unghiului de atac poate fi redus ă. Aceasta se datoreaz ă faptului c ă se
poate adopta o constant ă de timp mai mare a reglajului unghiului de atac al paletelor, la tura ție variabil ă.
– Reducerea zgomotului acustic. Zgomotul acustic poate fi un factor important când loca ția
fermelor eoliene este în apropierea unei arii populate.
Contrar principalului dezavantaj al configura țiilor cu tura ție variabile, constând în costurile
suplimentare și complexitatea convertoarelor necesare pentru a interfa ța generatorul electric cu re țeaua,
utilizarea acestora a crescut datorit ă avantajelor men ționate.
3.2. Vântul. Caracteristici. Modelare
Viteza, direc ția și intensitatea vântului constituie o problem ă de importan ță deosebit ă în sistemele
de conversie a energiei eoliene. Distribu ția vitezelor vântului pentru intervale de timp mai lungi permit
alegerea loca țiilor de amplasare a unui astfel de sistem de conversie [IEC-2006, Bej 2003].
Pentru func ționarea în timp real, sistemul de conversie se confrunt ă cu varia ții imprevizibile ale
vitezei vântului, ceea ce face ca sistemul de conducere s ă asigure, în condi ții de bun ă funcționare a
instalației, extragerea de putere maxim ă din puterea disponibil ă la un moment dat la arborele turbinei
eoliene [Mil 2008, Mil 2010].
În continuare se vor considera mai multe tipuri de profile de varia ție a vitezei vântului, de la
profile simple necesare pentru acordarea și definitivarea sistemului de conducere și protec ție, până la
profile complicate cu distribu ții cvasi-aleatoare sau care reproduc profile reale înregistrate în loca țiile de
amplasare a sistemului de conversie a energiei eoliene.
Profilele de vânt vor fi utilizate în cadrul simulatorului de turbin ă eoliană experimental, de
laborator, pentru crearea condi țiilor cât mai apropiate de cele reale [Koc 2011a, Koc 2011b, Bor 2011].
Caracteristicile profilelor vitezei vântului și profilele de varia ție a vitezei vântului sunt definite
prin: ecua ția vitezei vântului ca func ție de timp; parametrii (valoare ini țială, valoare final ă, durata, panta
de varia ție, amplitudine, etc.); diagrama de varia ție în timp; modelul în Matlab – Simulink. Variantele de
profile considerate sunt: Vitez ă constant ă, Viteză variabil ă în treapt ă, Viteză variabil ă în trepte succesive,
13
Viteză variabil ă în ramp ă cu palier ini țial și final, Vitez ă variabil ă trapezoidal ă, Viteză variabil ă
triunghiular, f ără palier, Vitez ă variabil ă impuls, Vitez ă variabil ă în rafal ă de scurt ă durată [IEC 2006]
(Fig-3.2.8), Vitez ă variabil ă în rafal ă de lung ă durată [IEC-2006] (Fig.3.2.9), Vitez ă variabil ă cvasi-
aleatoare , Vitez ă variabil ă conform unui fi șier de înregistrare Vitez ă variabil ă clopot.
Fig.3.2.8. Vitez ă variabil ă în rafal ă de scurt ă durată
v08: variația în timp cu factor de scalare procentual. Fig.3.2.9. Vitez ă variabil ă în rafal ă de lung ă durată v09
(cu palier ini țial și palier final): varia ția în timp.
Blocul de generare a vitezei vântului în MATLAB – SIMULINK permite selec ția profilului formei de
variație a vitezei vântului care va fi utilizat ă la simularea comport ării turbinei eoliene.
3.3. Turbina eolian ă WT1-UPT. Caracteristici. Modelare
3.3.1. Turbina eolian ă WT1-UPT cu palete fixe. Conversia Energiei Eoliene.
Puterea mecanic ă la arborele turbinei
Puterea mecanic ă la arbore pe care turbina o extrage de la vânt, Parb , este inferioar ă puterii
vântului Pw. Aceasta se datoreaz ă faptului c ă viteza vântului dup ă turbină nu este nul ă Astfel, se
definește coeficientul de putere al turbinei CP , ca:
arbPP
wPC; CP 1 (3.3.4)
În aceste condi ții puterea mecanic ă recuperat ă la arborele turbinei Parb este dat ă prin:
arb PPR v C , 23 1
2 (3.3.5)
unde:
R – raza circumferin ței paletelor.
β – unghiul de atac al paletelor (numit și "unghi de instalare").
λ – rapiditatea turbinei, ("tip speed ratio"- TSR), parametrul de form ă al turbinei (raportul vitezei
periferice u R și viteza vântului v) exprimat prin rela ția [Mil 2008]:Ru RR n
vv v 30 ; (3.3.7)
unde:
uR – viteza periferic ă a vârfului paletei turbinei eoliene: RuRn R30 (3.3.8)
ω – este viteza unghiular ă a rotorului.
Maximul CPmax al acestei func ții fost determinat de Albert Betz în 1919 și este cunoscut ca " limita
lui Betz ", [Bet 1966, Bur 2001, Gij 2007, Man 2012, Whi 1988, Gor 2001]:
Pm a x ,B e t zC. 1605 9 327. (3.3.9)
La viteze mari ale vântului, unde turbinele eoliene ar putea s ă funcționeze la puterea nominal ă,
din motive de autoprotec ție, existând riscul apari ției de defec țiuni grave, paletele turbinelor sunt rotite în
jurul axei lor, pentru a mic șora CP . Puterea poate cre ște de 8 ori la o dublare a vitezei vântului.
Cuplul turbinei de vânt la arborele turbinei
Cuplul turbinei de vânt la arbore M arb poate fi calculat din puterea la arbore Parb :
arbarb PP vMR C , 32 1
2 (3.3.30)
Adesea se utilizeaz ă coeficientul de cuplu la arbore C M :
P
MC,C, (3.3.32)
14
Se obține astfel pentru cuplul la arbore:
arb MMR v C , 32 1
2 (3.3.33)
Pentru unghiul de atac β constant, expresia lui CM devine:
P
MCC (3.3.34)
Curbele adimensionale sunt o caracteristic ă a tipului de turbin ă eoliană, valabil ă pentru o familie
de turbine asem ănătoare geometric și cinematic. Curbele adimensionale pentru CP arb și CM arb pot fi
exprimate prin rela țiile urm ătoare:
– Coeficientul de putere CP arb la arborele turbinei WT1-UPT [EEA-2009, Mil 2008]:
Parb MCC a b 0 (3.3.36)
Parb MRR RCn , v C n v a n v b n v
1
030 30 30 (3.3.38)
– Coeficientul de cuplu CM arb la arborele turbinei:
Marb Parb MCC / C a b 11
0 (3.3.39)
Marb MRR RCn , v C a n v b n v
11
11 11
030 30 30 (3.3.41)
– Relația dintre coeficien ți CP arb și CM arb
P arb M arbCC (3.3.42)
Determinarea constantelor CM0 , a, b, α, β, se face prin programul de proiectare al turbinei
eoliene sus ținut prin date experimentale [EEA-2009, Mil 2008, Mil 2010].
Pentru dou ă valori ale rapidit ății turbinei, constantele au valorile din Tabelul 3.3.1, cele dou ă
curbe adimensionale CP(λ) și CM(λ) ale turbinei fiind redate în Fig.3.3.3. [Mil 2010, EEA-2009 ]
Tabel 3.3.1. Valorile constantelor turbinei WT1-UPT pentru λ0 =3 și λ0 =4.
TSR 0, λ0 C M0 C Pmax a b α β
4 0.0125 0.4650 0.0626 0.0046 2.0 3.5
3 0.0222 0.4281 0.0986 0.0113 2.0 3.5
Fig.3.3.3. Curbele adimensionale CP(λ) și CM(λ) pentru λ0 =3 și λ0 =4.
– Expresia puterii la arborele turbinei pentru modelul WT1-UPT
arb MSP, v , v C a b 3
02 (3.3.49)
Considerând expresia lui λ din (3.3.7) se ob ține:
arbPn , v , c n v a n v b n v 23 3
22 2 (3.3.51)
unde coeficien ții a2 , b2 , c2 sunt da ți de :
SRaa223 0 ; SRbb223 0 ; MScC202. (3.3.52)
– Determinarea tura ției nPmax pentru ob ținerea Parb Max
15
Dacă se cunoa ște expresia puterii la arborele turbinei, determinarea tura ției turbinei nPmax , la
care se ob ține puterea maxim ă, se face anulând derivata puterii în raport cu tura ția:
arbPn , v ,
n 0 (3.3.55)
Pentru o valoare a vitezei vântului v constant ă dată, se rezolv ă ecuația:
bv n av n c 11 11
33 3 (3.3.60)
unde coeficien ții a3, b3, c3 au expresiile:
Rbb v
1
330, Raa v
1
330, McC30. (3.3.61)
Valorile parametrilor turbinei pentru modelul WT1-UPT, prezenta ți în Tabelul 3.3.1, permit
calculul coeficien ților.
– Expresia cuplului la arborele turbinei pentru modelul WT1-UPT
arb T MarbTvM, v M , v C S 2
2 (3.3.62)
arbMn , v , c v a n v b n v21 3 1 3
11 1 (3.3.65)
unde s-a notat:
SRaa1
123 0 ; SRbb1
123 0 ; MCSc012. (3.3.66)
– Determinarea tura ției nM max pentru ob ținerea Marb max
Pentru determinarea tura ției turbinei, nMmax , la care se ob ține cuplul la arborele turbinei maxim,
Marb max , se pune condi ția anulării derivatei cuplului la arborele turbinei în raport cu tura ția n:
arbMn , v ,
n 0 (3.3.67)
Aplicând derivata cuplului la arborele turbinei Marb , (3.3.65), în raport cu tura ția n , și
efectuând calculele, din ca re, considerând anularea derivatei (3.3.66) rezult ă ecuația:
an v bn v 23 23
1111 0 (3.3.69)
Se obține rela ția:
Mm a x Mm a xnv K v , (3.3.71)
unde constanta KM max este:
Mm a xaKb
1
1
11
1. (3.3.72)
Se observ ă că turația corespunz ătoare unui cuplu maxim este propor țională cu viteza vântului v,
și nu depinde de densitatea de mas ă ρ a aerului.
3.3.2. Estimarea prin regresie a m ărimilor specifice turbinei eoliene
În cadrul func ției de conducere a WECS, se presupune cunoa șterea caracteristicilor
componentelor (turbina eolian ă, generator, convertoare, etc.), care sunt modelate în form ă analitic ă prin
expresii de o mare complexitate, care conduc la un volum mare de calcule și corespunz ător un interval
mare de timp. Pentru implementarea algoritmilor de conducere cu ac țiune în timp real, rezolvarea acestor
expresii complexe nu se poate efectua practic în timpii redu și alocați. Simularea în aceste condi ții
necesită de asemenea un timp mare de lucru.
În vederea reducerii acestui volum de calcul, se pune problema g ăsirii unor rela ții echivalente, cu
un num ăr mai mic de calcule și cu opera ții matematice mai simple, care pot fi implementate în sistemul
de conducere bazate pe sisteme cu DSP-uri.
Metodele de regresie reprezint ă o soluție posibil ă, în acest caz constând în utilizarea unui set de
valori ale dependen ței căutate, set determinat experimental, prin m ăsurători, sau analitic, prin calculul
expresiilor complexe pentru un set discret de valori, și găsirea unor func ții care s ă aibă o abatere
standard cât mai mic ă posibil și un coeficient de corela ție cât mai aproape de unu. Func țiile determinate
trebuie s ă fie func ții polinomiale sau func ții bazate pe opera ții matematice cât mai simple, u șor de
implementat într-un sistem numeric de conducere.
16
Setul de valori ce st ă la baza procedeului de regresie trebuie s ă acopere domeniul maxim de
variație a mărimilor considerate, pentru a garanta abaterea standard minim ă acceptat ă, în caz contrar
pot să apară erori semnificative.
Relațiile de calcul echivalente pot fi utilizate la implementarea algoritmilor de conducere sau la
simularea func ționării sistemelor de conversie a energiei eoliene în diferite regimuri de func ționare sau
structuri. Simularea se poate face în Matlab -Simulink, Mathematica, PSIM, Simnon, etc.
În continuare se prezint ă relațiile echivalente ob ținute prin metodele de regresie, pentru m ărimile
caracteristice ale turbinei de tip WT1-UPT, cu palete cu unghi de atac fix, pentru dou ă valori ale rapidit ății
λ0.
Tabel 3.3.3. Caracteristice estima te prin metodele de regresie.
Relația pentru
caracteristicele estimate Notația Nota ția
estimată
Curba adimensional ă de putere CP CPx
Curba adimensional ă de cuplu CM CMx
Puterea la arbore Parb Parbx
Cuplul la arbore Marb Marbx
Caracteristica puterii maxime Parb max Parb max x
Caracteristica cuplului maxim Marb max Marb max x
Caracteristica tura ției optime nPmax nPmax x
Caracteristicile turbinei WT1-UPT, având expresiile stabilite anterior, care se estimeaz ă prin
metode de regresie sunt sintetizate în Tabelul 3.3.3, expresiile estimate prin regresie sunt marcate prin
indicele inferior " x":
– Estimarea coeficientului de putere CP arb
Coeficientul de putere al turbinei WT1-UPT are expresia din (3.3.36), se ob ține expresia
polinomial ă de aproximare CPX:
PX CPX CPX CPX CPX CPXCa b cde 234 , (3.3.74)
– Estimarea coeficientului de cuplu CM arb
Coeficientul de cuplu al turbinei WT1-UPT este dat de rela ția din (3.3.39) putând fi determinat
aplicând rela ția de definire (3.3.42) cunoscând expresia estimat ă pentru CPx , sau prin aplicarea
procedeului de regresie expresiei coeficientului de cuplu CM d a t d e ( 3 . 3 . 3 9 ) , s e o b ține expresia
polinomial ă de aproximare CMX:
MX CMX CMX CMX CMX CMXCa b c d e 234 (3.3.75)
– Estimarea puterii la arborele turbinei Parb
Puterea ob ținută la arborele turbinei Parb(λ,v,ρ,β) este dat ă prin (3.3.55).
Considerând expresia de aproximare determinat ă prin regresie polinomial ă (3.3.74) a
coeficientului de putere CPX(λ) și expresia de definire a rapidit ății turbinei λ , (3.3.7), se ob ține
din (3.3.76), expresia ParbX(n,v) de aproximare a puter ii la arborele turbinei :
PX PX ParbX PX
PX X PXRnPn , v R v Cv
ab n c d nv e vv n vn
3423
32 2 11
23 0 (3.3.76)
– Estimarea cuplului la arborele turbinei
Procedând similar, cunoscând expresia de aproximare a coeficientului de cuplu CMx al turbinei, se
determin ă relația de aproximare a cuplului la arborele al turbinei WT1-UPT.
Cuplul dezvoltat la arborele turbinei de vânt la arbore Marb(λ,v) , din (3.3.62) și considerând
expresia de aproximare determinat ă prin regresie polinomial ă (3.3.75) a coeficientului de cuplu CMx(λ) și
de asemenea expresia de definire (3.3.7) a rapidit ății turbinei λ se obține expresia MarbX (n,v) de
aproximare a cuplului la arborele turbinei :
P
arbX M
M MX MX MX MX XRnCvMn , v R v C R vRn
v
vn b v v n n vac d e n
32 32
31 2 2 1 330 11
22
30 (3.3.81)
– Estimarea tura țiilor pentru cuplul maxim la arborele turbinei în func ție de viteza
vântului
Din (3.3.70), rezult ă că dependen ța dintre tura ția nMmax corespunz ătoare cuplului la arbore
maxim Marb max și v viteza vântului, este una liniar ă. Valorile coeficientului KNMmax , pentru valorile
constantelor α, β, a1, b1 ale turbinei WT1-UPT.
17
– Estimarea tura țiilor pentru putere maxim ă la arborele turbinei în func ție de viteza
vântului
Pentru ob ținerea tura ției optime nPmax,i corespunz ătoare puterii maxime Pmax la o vitez ă vi , i=1,
2, …, k, dat ă a vântului, se rezolv ă ecuația transcendent ă (3.3.59).
3.4. Turbina eolian ă WT2-UPT. Caracteristici. Modelare
Varianta WT2-UPT a unui WECS de mic ă putere, prezentat ă în Fig.3.4.1, a fost realizat ă
experimental de UPT în cadrul grantului [EEA2009].
Turbina de vânt WT2-UPT are o form ă și o structur ă complex ă. Paletele, realizate din fibre de
sticlă cu poliesteri, cu inser ție metalic ă de rezisten ță sunt răsucite în spa țiu cu o geometrie cu sec țiune
variabilă. În plus, au o form ă special ă, în scopul reducerii zgomotului și a turbulen ței de la extremitatea
paletei [Mil 2008, Mil 2010].
Rotorul turbinei este prez entat în Fig.3.4.2. Pozi ția de instalare absolut ă a paletei este definit ă
prin unghiul βx . În modul normal de func ționare, în limitele nominale de tura ție, sistemul de limitare al
turației nu este activ, paletele având pozi ția definit ă de unghiul β0 .
Fig.3.4.1. Turbina experimental ă WT2-UPT. Fig.3.4.2. Ro torul turbinei WT2-UPT.
Estimările bazate pe datele de proiectare [Mil 2008], care consider ă caracteristicile constructive
corespunz ătoare (profilul paletelor, construc ția turbinei, mecanismul de limitare a tura ției, etc.) pentru o
variație a unghiului de atac x 0 , în limitele Δβmin=00 și Δβmax = 45o , sunt urm ătoarele:
viteza unghiular ă: nn / 30 (3.4.2)
viteza periferic ă: un nR (3.4.3)
rapiditatea turbinei ("tip-speed ratio"): v,n u n /v (3.4.4)
coeficientul de cuplu la arbore
MMC v,n, C a v,n b v,n
11
0 (3.4.5)
cuplul la arbore: arb M vMv , n , C v , n ,v A R / 22 (3.4.6)
coeficientul de putere la arbore
PM
MC v,n, C v,n, v,n
C v,n a v,n b v,n
0 (3.4.7)
puterea la arbore
arb arb M vP v,n, M v,n, n C v,n, v A R n / 22 (3.4.8)
3.4.2. Estimarea prin regresie a m ărimilor caracteristice pentru WT2-UPT
Coeficientul de cuplu la arbore MCv , n ,
Din datele de proiectare ale WT2-UPT [EEA 2009, Mil 2010], pentru coeficientul de cuplu MCv , n ,, rezultă
MX
MX X XCv , n ,
Ca v , n b v , n
11
0 (3.4.9)
unde:
18
MXC0, Xa, Xb sunt coeficien ți estima ți prin metode de regresie ca func ții de
poziția unghiular ă ∆β, având expresiile :
MX
X
XCc c / c c
aa a / a a
bb b / b b
2
01 2 3 4
2
12 3 4
2
12 3 41
1
1
(3.4.10)
(a)
(a)
(b)
(b)
(c)
(c)
Fig.3.4.3. WT2-UPT Caracteristica P arb=F(n) cu ∆β
parametru și V constant ă (reprez.2D): (a) V= 4 m/s;
(b) V= 8 m/s; (c) V= 15 m/s. Fig.3.4.4. WT2-UPT Caracteristica P arb=F(n) cu V
parametru și ∆β constant ă (reprez.2D): (a) ∆β= 0o;
(b) ∆β= 25o; (c) ∆β= 45o.
Cuplul mecanic la arborele turbinei de vânt arb XMv , n ,
arb X M X vMv , n , C v , n , v A R / 22 (3.4.11)
Coeficientul puterii la arbore PXCv , n ,:
PX MX
MX X XC v,n, C v,n, v,n
C v,n a v,n b v,n
0 (3.4.12)
Puterea la arbore:
arb X arb
MX vPv , n ,M v , n ,n
Cv , n ,v A R n /
22 (3.4.13)
În Fig.3.4.3 – Fig.3.4.6, se prezint ă caracteristicile turbinei WT2-UPT când sistemul de protec ție
SPAST ac ționează prin modificarea unghiului de atac, dat prin ∆β .
Din Fig.3.4.3, caracteristicile Parb=F(n) cu ∆β constant parametric în domeniul 0o … 45o și viteza
vântului V constant ă (în reprezentare 2D), se constat ă că pe măsură ce crește viteza vântului, efectul de
reducere a puterii turbinei este mai important ă. Efectul modific ării unghiului de atac, dat ă prin ∆β
19
considerat constant, la modificarea vitezei vântului V în domeniul 1m/s … 15 m/s, poate fi observat în
reprezentarea 2D din Fig.3.4.4.
Relațiile de estimare prin metode de regresie ale puterii la arborele turbinei WT2-UPT este
prezentat în reprezentare 3D , P arb = F(n, V, ∆β), în Fig.3.4.5 , sub forma P arb = F(n, V) cu ∆β=const.
(pentru ∆β = 0o, 25o, 45o) și în Fig.3.4.6, prin rela ția P arb = F(n, ∆β) cu V=const. (pentru V = 4, 8 și 15
m/s).
(a)
(a)
(b)
(b)
(c)
(c)
Fig.3.4.5. WT2-UPT Caracteristica P arb=F(n,V) cu ∆β
constant (reprezentare 3D): (a) ∆β= 0o; (b) ∆β= 25o;
(c) ∆β= 45o. Fig.3.4.6. WT2-UPT Caracteristica P arb=F(n, ∆β) cu V
constant (reprezentare 3D):
(a) V= 4 m/s; (b) V= 8 m/s; (c) V= 15 m/s.
3.4.3. Sistemul de protec ție la supratura ție
Structura sistemului de protec ție automat ă la supratura ție (SPAST)
Sistemul de protec ție la supratura ție a unui agregat aeroelectric are rolul de a modifica mecanic
caracteristicile aerodinamice ale turbinei eoliene, la dep ășirea unei tura ții limită (nWT > n WT Lim ), astfel
încât tura ția turbinei eoliene s ă scadă.
Creșterea tura ției turbinei eoliene poate avea loc datorit ă unei cre șteri a vitezei vântului (în rafal ă
de scurt ă durată sau în rafal ă de lung ă durată) reprezentând un real pericol, prin cre șterea solicit ărilor
mecanice la care sunt supuse componentele meca nice ale agregatului eolian (palete, rotor, nacel ă, turn)
sau prin suprasolicitarea (curent, tensiune, putere, termic, etc.) a componentelor electrice ale WECS
(generator, convertoare electronice de putere, echipamentele electrice, etc.).
În cazul în care viteza vântului se men ține mare sau cre ște în continuare, posibilitatea de frânare
prin metodele "clasice", prin cuplul de frânare electrodinamic ă, limitat de parametrii electrici ai
generatorului sau echipamentului electric, și, respectiv, prin cuplul de frânare electromecanic ă, limitat de
cuplul de frecare și de tura ția la care poate ac ționa, nu mai pot asigura cuplul de frânare necesar, cuplul
turbinei eoliene fiind foarte mare.
Sistemul de protec ție la supratura ție a WT2-UPT
Literatura de specialitate nu ofer ă soluții explicite de calcul pentru sistemele automate de
protecție la supraturare. În cadrul programului de cercetare [EEA 2009] s-a realizat o solu ție original ă
prin care paletele rotorice sunt legate între ele prin intermediul unui mecanism biel ă-manivel ă. Mișcarea
20
lor simultan ă de rota ție se transform ă în mișcare de transla ție, prin care se comprim ă un arc elicoidal și
se activeaz ă un amortizor hidraulic. Fiind un sistem cu autoreglare, va oscila în jurul pozi ției de echilibru.
Amortizorul hidraulic are rolul de a atenua viteza de oscila ție și în acest fel se îmbun ătățește dinamica
întregului sistem. Sistemul cu mecanism centrifugal de punere în drapel a paletelor rotorice este preconizat a fi utilizat pentru turbine eoliene cu puterea în domeniul de 5 … 10 kW. Acest sistem intr ă în
funcțiune doar când tura ția rotorului dep ășește o anumit ă limită maxim ă admisă. Dacă viteza vântului
scade sau cauza supratur ării dispare, sistemul readuce paletele în pozi ție normal ă de lucru.
Deplasarea mecanismului se poate efectua între
xmin, corespunz ătoare pozi ției inițiale cu unghiul
de instalare β0 și xmax, corespunz ătoare pozi ției finale cu unghi de atac βmax, Δβmax=45o.
Funcția de transfer a mecanismului H(s) este
xa e
ae
SPST SPST SPSTHs Xs/ F s /m s c s k
/m / s c /m s k /m
b/ s a s a
21
21
21
01 01
1 (3.4.19)
unde coeficien ții sunt dependen ți de coeficientul de amortizare al amortizorului c a , are valori diferite la
mișcarea de compresie a resortului,c a1, și la mișcarea de revenire a resortului, c a2, ca1 < c a2, ke –
coeficientul de elasticitate al resortului și m – masa echivalent ă a paletei și mecanismului :
a1SPST = c a / m , a 0SPST = k e / m , b 0SPST = 1 / m . (3.4.20)
Mișcarea mecanismului SPAST va fi rapid ă în sensul cre șterii lui Δβ, asigurând un r ăspuns rapid,
respectiv, una mai lent ă la revenire spre pozi ția inițială, în sensul sc ăderii lui Δβ. În Fig.3.4.9 se prezint ă
blocul de selec ție a comport ării sistemului SPAST, pe baza compara ției turației curente nWT i cu valoarea
anterioar ă nWT i-1. Ieșirea din ac țiune a SPAST se ob ține numai dac ă se men ține func ționarea turbinei
eoliene la o tura ție sub limita de ac ționare, nWT < nWT lim, un timp suficient ca mi șcarea de revenire s ă își
încheie cursa, unghiul de atac al paletelor revenind la pozi ția inițială, cu Δβmin= 0.
4. Sisteme WECS bazate pe generatorul DSWIG
4.1. Modelarea generatorului DSWIG
Sintetizând tematica unui mare num ăr de luvr ări de specialitate, în cadrul acestui capitor se
definesc principalele tensin țe de conducere a sistemelor de conversie a energiei eoliene echipatze cu
generatoare DSWIG.
Generatorul de induc ție cu dou ă înfășurări statorice trifazate similare separate, bobinate cu un
același număr de poli și un rotor standard în colivie, deplasate în spa țiu una fa ță de cealalt ă la 90 de
grade electrice (dispunere spa țială ortogonal ă).
Datorită capabilit ății de a func ționa la diferite condi ții de tura ție, generatorul de induc ție cu dou ă
înfășurări statorice ortogonale ("dual stator windings induction generator" – DSWIG), este recomandat s ă
fie utilizat în aplica ții eoliene [Yin 2010, Bu 2012, Tut 2014, Bas 2014a ].
Comparativ cu generatorul sincron, DSWIG prezint ă un set de avantaje cum ar fi:
– controlul tensiunii generatorului nu depinde de tura ția sistemului de antrenare al generatorului;
– tensiunile celor dou ă înfășurări statorice pot fi diferite;
– creșterea siguran ței în func ționare;
– prețul de cost redus.
Controlul DSWIG se poate realiza urm ărind dou ă direcții diferite [Bu 2012, Bu 2013, Bu 2014,
Bu 2015, Tut 2014, Bas 2014a, Bas 2014b]:
– controlând curentul de sarcin ă din înf ășurarea statoric ă w1 prin utilizarea unui convertor de
putere de frecven ță format dintr-un redresor cu diode, un circuit intermediar de c.c., un invertor, re țea /
sarcină (consumatorii).
– controlul curentului de excita ție din înf ășurarea statoric ă w2 printr-o surs ă de putere reactiv ă
bazată pe un convertor electronic de putere cu elemente de comuta ție static ă.
Prin intermediul controlului posibil men ționat mai înainte, se poate asigura c ă sistemul considerat
(turbină eoliană – generator DSWIG – sarcin ă) funcționează la valoarea maxim ă a puterii maxim
disponibil ă la diferite viteze ale vântului.
Sarcina conectat ă la bornele înf ășurării de sarcin ă w1 poate consta din: re țeaua trifazat ă standard
(introducând puterea activ ă în rețeaua general ă); rezisten țe; motoare; baterie de acumulatoare
(elemente de stocare a energiei pentru intervalele de timp f ără vânt).
Este absolut necesar ca puterea mecanic ă disponibil ă să fie egal ă cu puterea necesar ă a sarcinii
(considerat la o anumit ă viteză a vântului și influen țată de randamentul echipamentelor de putere din
sistem). Uzual, cantitatea necesar ă de putere se schimb ă continuu prin varia ția consumului sarcinii, în
timp ce viteza vântului are o varia ție aleatoare, ceea ce impune proiectarea unui sistem de înmagazinare
a energiei (în baterii de acumulatoare electrice , re țeaua electric ă general ă sau / și o sarcin ă disipativ ă de
putere)
21
Capabilitatea de control a sistemului capacitiv plasat în înf ășurarea statoric ă secundar ă W2
asigură energia reactiv ă cerută de sarcin ă (consumatori) [Bu 2012, Bu 2013, Bu 2014, Bu 2015].
Sistemul de conversie hibrid integrat cu ie șire de a.c. și de c.c. bazat pe generatorul DSWIG cu controler
static de excita ție (SEC), furnizeaz ă prin înf ășurarea de sarcin ă W1 putere activ ă sub forma de energie
a.c. cu frecven ță variabil ă, respectiv, prin înf ășurarea de excita ție poate furniza o tensiune c.c. prin
intermediul circuitului intermediar de c.c. al SEC. Se folose ște un sistem de control al alunec ării de
frecvență, care garanteaz ă o bună performan ță sistemului.
Dimensionarea optim ă a condensatoarelor din cele dou ă înfășurări ale DSWIG, la excita ție mixtă,
este o problema în aten ția speciali știlor [Bu 2010, Bu 2011]. Valoarea optim ă a condensatoarelor
depinde nu numai de parametrii generatorului, de domeniul de tura ție și de sarcin ă, ci este afectat ă și de
curba de putere a turbinei eoliene utilizate. Prin utili zarea unei strategii de decuplare a reglajului puterii
active și a puterii reactive, printr-o tehnic ă de modula ție a vectorului spa țial din analiza mecanismelor de
control ale DSWIG și din modelare a SEC în sistemul de referin ță de tensiune statoric ă sincron ă d-q.
Asigurarea func ționării a DSWIG cu tura ție variabil ă, la tura ții mici cu un curent de sarcin ă mare,
poate fi rezolvat ă prin proiectarea optim ă a înfășurărilor statorice, astfel ca s ă se minimizeze puterea
reactivă din înf ășurarea de excita ție W2, putând elimina condensatorul de excita ție din înf ășurarea de
sarcină și inductan ța de filtrare din înf ășurarea de excita ție, ceea ce are ca și consecin ță reducerea
volumului sistemului [Hua 2010, Liu 2010, Bar 2013, Bu 2014]. Diferitele configura ții ale înf ășurărilor
generatorului de induc ție cu dou ă înfășurări statorice DSWIG, trebuie analizate în diferite condi ții de
funcționare normal ă și de avarie [Alb 2010].
4.1.1. Modelul matematic al DSWIG cu dou ă înfășurări statorice trifazate
ortogonale
Modelul ortogonal pentru DSWIG
Structura generatorului de induc ție cu dou ă înfășurări statorice trifazate ortogonale (DSWIG) este
dat în Fig.4.1.1. În Fig.4.1.2 se prezint ă modelul ortogonal virtual pentru DSWIG.
Fig.4.1.1. Structura generatorului de
inducție cu dou ă înfășurări statorice
trifazate ortogonale (DSWIG) Fig.4.1.2. Modelul ortogonal virtual al DSWIG
Ecuațiile generice ale modelului matematic ortogonal pentru DSWIG (în sistemul axelor de
referință d-q) sunt:
ddd q
q
qq d
ddd q
q
qq d
drdr dr qr
qr
qr qr drdUR Idt
d
UR Idt
dUR Idt
d
UR Idt
dUR Idt
d
UR Idt
111 1 1 1
1
11 1 1 1
222 2 1 2
2
22 2 1 2
31
11 (4.1.1)
unde fluxurile magnetice au urm ătoarele expresii:
22
d d d q d r dr qr
q q q d q r qr drd d q q q r qr dr
qq d d d r d r q r
dr dr qr d r d d r qqr qr dr q r q q r dLI M I M I I
LI M I M I I
LI M I M I I
LI M I M I I
LI I M I M ILI I M I M I
11 1 1 2 2 1 1 2
11 1 1 2 2 1 1 2
22 2 1 2 1 2 1 2
22 2 1 2 1 2 1 2
31 2 1 1 2 231 2 1 1 2 2 (4.1.2)
În cazul înf ășurărilor statorice ortogonale, între inductan țele considerate pot fi scrise ca având
următoarele dependen țe (vezi Anexa A)
dr dr qr qr
dqLLL
MMMMMML
ML
12
1212
12
12 (4.1.3)
ceea ce conduce la urm ătoarele expresii pentru fluxurile magnetice:
dd qd r q
qq dq r ddd q q r q
qq d d r d
dr dr d qqr qr q dLI I M I
LI I M I
LI I M I
LI I M I
LI MI ILI MI I
11 2 2
11 2 2
22 1 1
22 1 1
31 231 2 (4.1.4)
Tensiunile statorice Ud1, Uq1 (înfășurarea statoric ă w1) și Ud2, Uq2 (înfășurarea statoric ă w2) sunt:
d
q
d
qUU s i n
UU c o s
UU s i n
UU c o s
11 1
11 1
22 2
22 23
3
3
3 (4.1.5)
unde:
U1 – tensiunea la bornele înf ășurării statorice w 1;
U2 – tensiunea la bornele înf ășurării statorice w' 2.
θ1 , θ2 – unghiul de pozi ție al câmpurilor electromagnetice.
Ecuațiile modelului matematic ortogonal al DSWIG sunt:
q dd rdd q d q r
qq r dqq d q d r
qq r ddd q d d r
q
qqdI dI dIUR I L M L I IM Idt dt dt
dI dI dIUR I L M L IIM Idt dt dt
dI dI dIUR I L M L I I M Idt dt dt
dI
UR I L
2 111 1 1 1 2
1 211 1 1 1 2
1 222 2 1 21
22 2
dd rdq q r
q dr ddr dr qr q d
qr q dqr qr dr d qdI dIML I I M Idt dt dt
dI dI dIU R IL M L IM I Idt dt dt
dI dI dIU R IL M L IM I Idt dt dt
2 112 1
2 133 13 1 2
1 233 13 1 20
0
(4.1.6)
Ecuația de mi șcare este:
23
elmg WTdJMMdt (4.1.7)
unde
Melmg – cuplul electromagnetic: elmg dr q d qr d qMp M I I I I I I 11 21 2 (4.1.8)
MWT – este cuplul dezvoltat de turbina eolian ă la arborele generatorului care depinde de
caracteristicile constructive și aerodinamice ale turbinei.
Considerând expresiile tensiunilor din înf ășurările statorice w 1 și w 2, respectiv impedan țele
conectate la bornele respective, sistemul diferen țial devine:
q dd rdq d q d q r
qq r ddq q d q d r
qq r ddq ddI dI dIrI xI R I L M L I I MI ( )dt dt dt
dI dI dIxIr I R IL M L I I M I ( )dt dt dt
dI dI dIrI xI R I L Mdt dt dt
2 111 11 1 1 1 1 2
1 211 11 1 1 1 1 2
1 222 22 2 2 11
2
qd d r
q dd rdq q d q q r
q dr ddr qr q d
qr q dqrLI I M I ()
dI dI dIxIr I R IL M L I I M I ( )dt dt dt
dI dI dIRI L M LI MI I ()dt dt dt
dI dI dIRI L Mdt dt dt
21
2 122 22 2 2 1 2 1
2 133 13 1 2
1 2333
4
0 5
0
dr d q
dr q d qr d q WTLI MI I ( )
dJp M I I I I I IM ( )dt
13 1 2
11 21 26
7 (4.1.12)
unde:
s s f s alunecarea, f frecven'a statoric ă
fp u l s a ția statoric ă,
n s vitezaunghiular ămecanic ă
11 1 1
11 1
12
2
21
Fig.4.1.3. Dependen ța dintre tensiunea U1 și curentul I1de
sarcină. Fig.4.1.4. Dependen ța tensiunii de excita ție U2 a
sistemului de curentul de sarcin ă I1.
Fig.4.1.5. Dependen ța vitezei de rota ție de curentul de
sarcină I1. Fig.4.1.6 Dependen ța capacit ății sistemului de excita ție
Ce de alunecare s.
24
Pentru regimul sta ționar în sistemul de ecua ții se anuleaz ă derivatele de timp.
Condițiile inițiale sunt determinate din sistemul de regim sta ționar, pentru urm ătoarele m ărimi:
sarcină (curent, tensiune), cuplu și viteza unghiular ă [Bor 2009a, Bor 2009b].
Într-un mod similar se pot calcula valorile finale pentru valorile modificate ale sarcinii electrice și
ale puterii mecanice (cuplu, viteza unghiular ă).
4.1.2. Rezultate în regimul sta ționar al generatorului de induc ție cu dou ă
înfășurări statorice trifazate ortogonale (DSWIG)
Este analizat ă comportarea sistemului în condi țiile func ționării în starea ini țială și în starea final ă
pe baza ecua țiilor diferen țiale (4.1.12) și staționare (4.1.13) a sistemului [Bor 2009a].
Cazul 1: În cazul unui curent de excita ție constant, I2=10A, și a frecven ței de f=50Hz, se ob țin,
prin modificarea curentului de sarcin ă I1 în domeniul 0 … 5A, rezultatele prezentate în figurile Fig.4.1.3 –
5. Cum era de a șteptat, cre șterea curentului conduce la o descre ștere a tensiunii de sarcin ă cu 5%
(Fig.4.1.3). Tensiunea de excita ție U2 crește cu mai pu țin de 5% când curentul de sarcin ă variază de la 0
la I1nom (Fig.4.1.4).
Cazul 2: Dacă se men ține tensiunea de sarcin ă constant ă la U1=400V și a frecven ței f=50Hz, se
obțin următoarele rezultate de simulare prin modificarea alunec ării s în domeniul 0.01 la 0.12 .
Prin cre șterea alunec ării (creșterea tura ției generatorului) capacitatea sistemului de excita ție C e
crește de la 60 μF la 93μF (Fig.4.1.6).
Fig.4.1.7. Dependen ța curentului de sarcin ă I1 și
alunecare s. Fig.4.1.8. Dependen ța curentului înf ășurării de
excitație I2 de alunecare s.
De asemenea, curen ții I1, de sarcin ă din înf ășurarea de sarcin ă w1, și I2 , de excita ție din
înfășurarea de excita ție w 2, cresc odat ă cu alunecarea, prezenta ți, respectiv, în Fig.4.1.7 și Fig.4.1.8.
Tensiunea la bornele înf ășurării de excita ție U2 crește cu alunecarea , de la 400V la 443V când
alunecarea variaz ă de la 0.01 la 0.12 (Fig.4.1.9).
Fig.4.1.9. Dependen ța tensiunii sistemului de excita ție U2 de lunecare s.
4.2. Regimurile dinamice ale generatorului de induc ție cu dou ă înfășurări
statorice trifazate ortogonale (DSWIG)
În continuare se prezint ă, bazat pe modelul ortogonal din (4.1.12), rezultatele simul ării unui
regim specific turbinelor eoliene, la o varia ție impuls a cuplului turbinei, ceea ce este similar cu efectul
determinat de o modificare în rafal ă a vitezei vântului [Bor 2009b].
Se propune o metod ă original ă de rezolvare a sistemului neliniar de ecua ții diferen țiale (4.1.12)
în vederea determin ării regimurilor dinamice. Rezolvarea sistemului de ecua ții (4.1.12) implic ă
cunoașterea condi țiilor inițiale la t0 și a valorii finale ob ținută când t. Cele dou ă înfășurări
statorice fiind identice (num ăr de spire, diametre ale conductoarelor, mod de bobinare, etc.), au valori
egale ale parametrilor. În sistemul de ecua ții diferen țiale neliniare (4.1.12), apare o nedeterminare, dou ă
25
ecuații fiind cu coeficien ți egali. În scopul de a elimina nedeterminarea matematic ă apărută în sistemul de
ecuații diferen țiale neliniare, se introduc urm ătoarele rela ții:
dq
qdQI I
PI I
12
12 (4.2.14)
Sarcina rezistiv ă Rs conectat ă la bornele înf ășurării statorice W 1 de sarcin ă, impune condi țiile:
qd dq
S
q d
dq qdUI UI
X
II
UI UI
11 11
22
1 1
11 110
(4.2.15)
în timp ce "sistemul" capacitiv, (realizat prin cond ensatoare, convertoare, etc.), conectat la bornele
înfășurării statorice W 2 de excita ție, (rezisten ța echivalent ă a sistemului de excita ție a fost neglijat ă),
impune:
e
e
eXC
R
11
0 (4.2.16)
Din ecua țiile (4.1.12.2, 4.1. 12.3) sau (4.1. 12.1, 4.1.12.4) a sistemului (4.1.12) se ob ține
sistemul:
dq
qd
qq d
e
dd q
e
eIIQ
IIP
.I I .IC
..I I .IC
.
C.
12
12
12 2
1
12 2
1
1
61200 3 4 36 4 36
1200 4 36 4 36
314
67 172 10. (4.2.19)
Rezolvând sistemul (4.2.19), se ob țin curen ții statorici ca func ții de P și Q, care dup ă înlocuirea
expresiilor ob ținute pentru curen ți în func ție de P și Q din (4.2.20) se ob ține în continuare, un sistem de
ecuații diferen țiale echivalent.
În continuare se va analiza, comportarea DSWIG la o solicitare de cre ștere și descre ștere a
cuplului turbinei MWT.
(a) (b)
Fig.4.2.1. Varia ția curen ților statorici, I1 , I2 și a curentului rotoric, Ir :
(a) Cazul 1; (b) Cazul 2.
(a) b)
Fig.4.2.2. Varia ția tensiunii de sarcin ă U1 și de excita ție U2: (a) Cazul 1; (b) Cazul 2.
Regimul tranzitoriu este definit de modific ările treapt ă ale cuplului turbinei MWT (Tabelul 4.1.1),
corespunz ător celor dou ă cazuri: ( Caz 1 ) creștere de la valoarea ini țială (la momentul t=0),
WTM. N m010 0 , la valoarea final ă (la momentul t=0 +), WTM. N m25 744 ; ( Caz 2 ) descre ștere de
26
la valoarea ini țială (la momentul t=0), WTM. N m025 744 , la valoarea final ă (la momentul t=0 +),
WTM. N m15 0 .
4.2.1. Rezultatele simul ării. Regimul dinamic al DSWIG – pentru Cazul 1,
respectiv Cazul 2
Intervalul de timp al tranzi ției în ambele cazuri, de cre ștere și descre ștere a cuplului turbinei, este
de Δt=0,2sec. Varia ția curentului statoric I1 în înf ășurarea de sarcin ă W1 este similar ă cu cea a curentului
rotoric Ir .
Variația cuplului electromagnetic Melmg calculat ă cu relația (4.2.27) este redat ă în Fig.4.2.3.
elmg dr qrM. I P . I Q0 596 0 596 (4.2.27)
(a) (b)
Fig.4.2.3. Varia ția cuplului electromagnetic Melmg: (a) Cazul 1; (b) Cazul 2.
Este posibil ca pe durata descre șterii cuplului mecanic, în procesul de tranzi ție, cuplul
electromagnetic s ă obțină valori pozitive, corespunz ătoare unui cuplu cu caracter motor. Aceasta se poate
întâmpla pentru valori finale mici ale cuplului turbinei, WTMN m4.
Fig.4.2.4 și Fig.4.2.5 prezint ă, respectiv, varia ția vitezei de rota ție mecanice n,
n1 s f / p1160 și a alunec ării s.
(a) (b)
Fig.4.2.4. Varia ția vitezei de rota ție mecanice: (a) Cazul 1; (b) Cazul 2
(a) (b)
Fig.4.2.5. Varia ția alunec ării s: (a) Cazul 1; (b) Cazul 2.
Regimul tranzitoriu este realizat în Cazul 1 , printr-o cre ștere în treapt ă a cuplului mecanic la
arbore, și în Cazul 2 , printr-o descre ștere în treapt ă a cuplului mecanic, care reproduce cazul unor
solicitări ale sistemului WECS cu rafale de vânt manifestate prin cre șterea și descre șterea vitezei vântului
[Bor 2009b].
Rezolvarea unei nedetermin ări rezultate din simetria parametrilor înf ășurărilor statorice ale
DSWIG, în vederea simul ării DSWIG în regim dinamic, s-a realizat printr-o metod ă original ă.
4.3. Rezultate experimentale, probleme și soluții privind DSWIG pentru
sisteme de conversie a energiei regenerabile
Generatorul de induc ție cu dou ă înfășurări statorice trifazate având acela și număr de poli și
rotorul scurtcircuitat în colivie. Înf ășurările statorice separate au func ții distincte – excita ție și, respectiv,
generarea de energie electric ă, aceasta asigurând decuplarea fizic ă a excita ției și a sarcinii, astfel un
27
control simplificat. S-a considerat o deplasare spa țială de 90 grade electrice între înf ășurarea de excita ție
și cea de sarcin ă, ortogonalitate care asigur ă decuplarea magnetic ă mutual ă a celor dou ă înfășurări. Se
prezintă, în principal, rezultate experimentale asupra func ționării în modul de func ționare în sarcin ă. O
altă problem ă fiind cea a armonicilor curen ților datorit ă prezenței a diferite tipuri de redresoare la bornele
generatorului [Bud 2010a].
Controlul tensiunii, în cazurile metodelor de excita ție considerate mai sus, poate fi realizat,
corespunz ător pe diferite c ăi [Bud 2007]:
– modificarea valorii vitezei de rota ție în cazul unei valori constante a condensatorului din
sistemul de excita ție al DSWIG,
– modificând valoarea condensatorului de excita ție în trepte egale sau normalizate.
– modificarea excita ției sistemului de compensare capacitiv ă sincron ă [Bud 2007],
– controlul tensiunii și frecven ței invertorului de excita ție [Mir 2007], și altele.
4.3.1. Caracteristica de regim sta ționar al DSWIG cu autoexcita ție
DSWIG experimental de putere mic ă a fost ob ținut prin transformarea constructiv ă a unui motor
de induc ție conven țional de tip AT13 S-8 (ELECTROMOTOR, Romania): PR mechanical =2928 W , nR=709 RPM ,
UR=230/400 V , IR=6.14 A , cos φR=0.688 , ηR=0.751 .
DSWIG astfel realizat are urm ătorii parametrii caracteristici constructivi:
– deplasarea dintre înf ășurările statorice 80 grade electrice (aproximativ ortogonal),
– tensiunea de faz ă: 230V,
– curentul de faz ă: 3.5 A.
Din oportunit ăți ale cercet ării practice, s-a luat în seam ă cel mai u șor accesibil sistem de excita ție
– excita ție prin condensator, condensatoarele având valoarea capacit ății C = 56μF, respectiv C = 40 μF.
Controlul valorilor m ărimilor interesate U1, I1 și U2 se poate realiza prin modificarea vitezei de rota ție a
generatorului.
S-au experimentat diferite moduri de func ționare cu sarcin ă în curent alternativ și în curent
continuu:
(a). sistem de excita ție cu capacitate constant ă C = 56μF, conectat la înf ășurarea de sarcin ă w2,
înfășurarea de excita ție în gol (echivalent cu sistemul de excita ție a generatorului conven țional în
înfășurarea statoric ă trifazat ă), n = const.
(b). Sistemul de excita ție cu capacitate constant ă C =56μF, conectat la înf ășurarea de excita ței
w1, n = const.
(c). sistemul de excita ție cu capacitate constant ă C =56μF, conectat la înf ășurarea de sarcin ă w2,
înfășurarea de excita ție în gol (echivalent cu sistemul de excita ție a generatorului conven țional în
înfășurarea statoric ă trifazat ă), U = const. , n = var.
(d). Sistemul de excita ție cu capacitate constant ă C =56μF, conectat la înf ășurarea de excita țe
w1, U2 = const. , prin modificarea vitezei de rota ție n = var.
(e). Sistemul de excita ție cu capacitate constant ă C =40μF, conectat la înf ășurarea de excita țe
w1, Iex = const. , n = var .
(f). Sistemul de excita ție cu capacitate constant ă C =56μF, conectat la înf ășurarea de excita țe w 1,
control al tensiunii optimal RR RUUf / f M / M prin modificarea vitezei de rota ție n = var. , folosind
sarcina rezistiv ă a.c. conectat ă direct la generator.
Fig.4.3.1. Stand de testare experimental ă pentru generatoare de energie din surse regenerabile cu vitez ă variabil ă
(respectiv DSWIG, PMSG) realizat la Universitatea Politehnica Timi șoara.
Rezultatele experimentale , au fost ob ținute pe un stand de testare experimental ă pentru
generatoare de energie din surse regenerabile cu vitez ă de rota ție variabil ă (Fig.4.3.1) realizat la
Universitatea Politehnica Timi șoara.
În Tabelul 4.3.7 se prezint ă compara ția rezultatelor experimentale cu cele teoretice ob ținute prin
utilizarea modelului matematic particularizat pentru cazul amplas ării ortogonale a înf ășurărilor statorice
ale generatorului (amplasarea real ă constructiv ă este de 80 gr.el.).
28
Tabel 4.3.7. Compararea variabilelor de func ționare a DSWIG experimentale și rezultatele teoretice ob ținute prin
utilizarea modelului matematic al DSWIG particularizat pentru cazul amplas ării ortogonale a înf ășurărilor statorice
Variabile cunoscute Variabile necunoscute Mod de determinare
Rload[Ω] U1[V] n[RPM] I1[A] Uload[V] Iload[A]
Experimental ∞ 69.1 372 1.95 70.00 0.00
Model teoretic “d-q” ∞ 69.1 372 1.90 68.63 0.00
Model teoretic fazorial ∞ 69.1 372 1.87 58.01 0.00
Experimental 75 70.7 405 2.15 70.00 0.90
Model teoretic “d-q” 75 70.7 405 2.65 69.02 0.92
Model teoretic fazorial 75 70.7 405 2.52 57.46 0.77
Experimental 70 75.1 410 2.25 70.00 1.10
Model teoretic “d-q” 70 75.1 410 2.99 73.52 1.05
Model teoretic fazorial 75.1 410 2.89 60.51 0.87
Experimental 50 74.5 426 2.30 70.50 1.35
Model teoretic “d-q” 50 74.5 426 3.55 71.13 1.42
Model teoretic fazorial 50 74.5 426 3.51 56.67 1.13
Experimental 25 86.5 547 3.16 72.70 3.00
Model teoretic “d-q” 25 86.5 547 5.68 67.52 2.70
Model teoretic fazorial 25 86.5 547 6.03 39.12 1.56
(a) (b)
Fig.4.3.2. Structura a dou ă sisteme similare de convertoare cu ie șirea a.c. (a), respectiv ie șirea c.c. (b) pentru o
sarcină cu caracter rezistiv.
4.3.2. Problema armonicelor DSWIG în sistemul WECS
Este cunoscut faptul c ă în cazul sistemelor de conversie a energiei eoliene, în mod obi șnuit viteza
de rota ție a sistemului este variabil ă, fiind nevoie de un convertor electronic de putere a.c.-c.c.-a.c.,
având la ie șirea generatorului / la bornele de intrare, redresoare necomandate / comandate [Che 2009,
Wan 2005]. Un astfel de redresor sau un invertor controlat poate fi prezent în circuitul de sarcin ă DSWIG
precum și în circuitul de excita ție DSWIG.
Fig.4.3.3. Valorile reduse ale armonicelor curentului și
tensiunii în cazul din Fig.4.3.2a, pentru func ționarea în
regimul n=496 RPM, I1=3.2 A, I2=2.7 A Fig.4.3.4. Valori mari al e armonicelor curentului și
tensiunii în cazul din Fig.4.3.2b, pentru func ționarea în
regimul n=549 RPM, I1=3.5A, I2=3.0A
În Fig.4.3.2a,b sunt prezentate schemele a dou ă sisteme de conversie, cu generatorul de induc ție
cu două înfășurări statorice DSWIG, cu ie șire a.c., respectiv cu ie șire c.c., sarcina având caracter rezistiv.
În Fig.4.3.12- Fig.4.3.15, se dau rezultatele analizei experimentale ale armonicelor de curent și
tensiune pentru sistemele de conversie din Fig.4.3.2a,b, adic ă în absen ța sau în prezen ța redresorului la
bornele generatorului, pentru conexiunea "Y" și "Δ" ale fazelor înf ășurărilor de sarcin ă ale generatorului,
pentru anumite regimuri specifice de func ționare.
29
Comparativ, coeficientul total de distorsiune armonic ă THD, în cazul sistemului din Fig.4.3.2a,
fără redresor la bornele generatorului, are, ca exemplu pentru n = 496 RPM, I 1 = 3,2 A, I 2 = 2,7 A
(Fig.4.3.12), valoarea THD = 1,6% pentru intensitatea curentului și THD = 1,4% pentru tensiune, atunci
când, în cazul sistemului de Fig.4.3.2b, conexiunea "Y" a înf ășurării de sarcin ă, cu redresor la bornele
generatorului, are, ca de exemplu, pentru n = 530 RPM, I 1 = 3.1A, I 2 = 2.46A (Fig.4.3.13), valoarea THD
= 20,8% pentru intensitatea curentului și THD = 9,2% pentru tensiune.
Rezultatele experimentale pentru conexiune " Δ", a înf ășurărilor de sarcin ă ale generatorului
(Fig.4.3.14a,b) au valori aproape de cele de mai sus.
Rezultatele prezentate mai sus conduc la urm ătoarele concluzii:
Convertoare electronice (redresor necomandat, redresoare comandate, și altele) determin ă
deformări importante ale curen ților generatorului și a tensiunilor, și, ca urmare, pierderi suplimentare,
încălziri și scăderea eficien ței.
4.3.3. Rejec ția armonicilor curentului și a tensiunii înf ășurărilor generatorului
datorate conect ării directe la redresor
Este un fapt cunoscut c ă, datorit ă unor cauze interne importante (distribu ția spațială a
înfășurărilor, satura ției totale sau par țiale a circuitului magnetic al ma șinii, decalajul constructiv inegal
între înf ășurările statorice ale ma șinii, în special în cazul polilor aparen ți, etc.) sau de cauze externe
(curentul de rectificat / de conversie), tensiunea și curentul, sunt periodice, dar au o func ționare
nesinusoidal ă, care con ține armonici de diferite ordine.
Armonica a 3-a și armonicele multiplu de trei pot fi eliminate / reduse de conexiune " Δ" a
înfășurărilor trifazate. Aceast ă soluție nu rezolv ă problema armonicilor din DSWIG, deoarece aceste
armonici sunt mici și, pe de alt ă parte, conexiunea " Δ" nu rezolv ă celelalte armonici de alte ordine.
(a) (b)
Fig.4.3.5. DSWIG cu redresarea separat ă a curentului fiec ărei faze a înf ășurării statorice de sarcin ă: (a) ieșirile cu
punct de nul comun; (b) ie șirile izolate între ele.
Ca o posibil ă soluție de reducere a armonicilor curentului, s-a considerat și experimentat
redresarea separat ă a fiecărui curent de faz ă a celor trei înf ășurări de faz ă a statorului de sarcin ă, așa
cum este ar ătat în Fig.4.3.5.
Fig.4.3.12. Armonicele de curent și tensiune în
cazul din Fig.4.3.2a, conexiune Y a înf ășurărilor
statorice de sarcin ă, n = 496 rpm, I1=3.2A,
I2=2.7A. Fig.4.3.13. Armonicele de curent și tensiune în
cazul din Fig.4.3.2b, conexiune Y a înf ășurărilor de
fază statorice de sarcin ă, n = 496 rpm, I1=3.2A,
I2=2.7A
Fig.4.3.14. Armonicele de curent și tensiune în
cazul din Fig.4.3.2b, conexiune " Δ" a înfășurărilor
statorice de sarcin ă, n= 546 rpm, I1=3.1 A, I2=
2.41 A Fig.4.3.15. Armonicele de curent și tensiune în
cazul din Fig.4.3.5b, cu redresarea separat ă a
fiecărui curent de faz ă.
La UPT au fost efectuate de asemenea, studii preliminare de simulare comparative simplificate, în
cazul pun ții trifazate cu diode, în conexiune de redresoare a fazelor statorice a generatorului, serie și în
paralel. Se poate observa, din rezultatele preliminare de simulare, armonicele celor trei sisteme considerate, superioritatea redres orului în punte trifazat conven țional (conexiune "Y" a fazele
generatorului și punte trifazat ă cu diode redresoare). Solu ții pentru a reduce distorsiunea curentului în
30
sistemul de sarcin ă, precum și în sistemul de excita ție a sistemului WECS considerat, va fi în obiectivele
de cercetare de la Universitatea Politehnica Timi șoara.
4.3.4. M ăsurători ale armonicelor de frecven ță pentru configura țiile și
regimurile considerate.
Fig.4.3.12.a,b prezint ă măsurători ale armonicelor de curent (a) și de tensiune (b) realizate pe
standul de la Universitatea Politehnica Timi șoara, în cazul din Fig.4.3.1, în conexiunea “Y” a înf ășurărilor
statorice de sarcin ă, n = 496 rpm = const., I1=3.2A, I2=2.7A.
Ca o posibil ă soluție la reducerea armonicilor s-a considerat și investigat redresarea separat ă a
fiecărui curent de faz ă a cele trei înf ășurări de faz ă a statorului de sarcin ă. Soluția propus ă, care este una
din mai multe solu ții posibile de rezolvare a problemei de diminuare a armonicilor superioare de tensiune
și de curent. Problema va fi luat ă în considerare în viitoarele cercet ări ale echipei.
Printr-o proiectare electromagnetic ă adecvat ă, interfe țe corespunz ătoare cu sistemul de excita ție
și cu sistemul de sarcin ă (rețea / consumatori), precum și controlul decuplat al excita ției și de sarcin ă, se
pare a fi, eventual, o alternativ ă viabilă pentru a ob ține un generator electric pentru grupuri electrogene
neconven ționale .
4.4. Algoritm de proiectare, a unui DSWIG dintr-un motor de induc ție
conven țional
Se prezint ă o metod ă de proiectare pragmatic ă a generatoarelor de induc ție cu dou ă înfășurări
statorice (DSWIG) deplasate în spa țiu, una fa ță de alta, cu un unghi de 90 gr.el., care se poate ob ține
prin rebobinarea unor motoare de induc ție conven ționale de serie cu rotor în scurtcircuit în colivie.
La Universitatea Politehnica Timi șoara (România) (UPT) au fost studiate generatoare de induc ție
cu două înfășurări statorice, w 1 și w2, trifazate (DSWIG) (Fig.4.4.1), cu un num ăr egal de poli p 1 = p 2,
deplasate în spa țiu la α = 90 de grade electrice, care au ca rezultat avantaje importante [EEA-
2009],[PRO-2009]. În ultimul timp, în scopul de a reduce pre țul WECS de putere mic ă, se propun s ă fie
utilizate generatoare de induc ție cu tura ție mare, dimensiuni mici și greutate mic ă, cu un pre ț redus,
antrenate de turbine de vânt de tura ție mică prin amplificatoare de tura ție. În cele ce urmeaz ă se
propune o metod ă de proiectare a înf ășurărilor ortogonale ( α = 90 gr.el.) ale DSWIG, care se pot ob ține
din motoare de induc ție conven ționale cu rotor în scurtcircuit, existente în fabrica ția curent ă. În Fig.4.4.2
și Fig.4.4.3 sunt prezentate cele dou ă posibilit ăți de excita ție.
Fig.4.4.2. Sistemul de excita ție a DSWIG numai în
înfășurarea statoric ă W2. Fig.4.4.3. Sistem de excita ție
4.4.1. Proiectarea înf ășurărilor statorice ale DSWIG obtenabil din motoare de
inducție conven ționale
În cele ce urmeaz ă se prezint ă o metod ă pragmatic ă original ă de proiectare a înf ășurărilor
statorice ale DSWIG având acela și număr de perechi de poli pentru ambele înf ășurări statorice, ob ținut
prin modific ări constructive minime, din motoare de induc ție conven ționale cu rotor în scurtcircuit, care
au o putere aproape de cea a generatorului DSWIG necesar și cu aceea și viteză de rota ție nominal ă [Bar
2013, Bor 2014, Bu 2014, PRO-2013]. Aceste motoare de induc ție, existente în procesul de fabrica ție
curentă, numite "motoare / ma șini de referin ță" MRF, p ăstrând aceea și: turație nominal ă, parametrii
electrici și magnetici (acela și circuit magnetic și același rotor).
Pentru metoda de proiectare elaborat ă, a fost stabilit un algoritm de calcul implementat într-un
program de proiectare asistat ă de calculator în Matlab. Organigrama programului de calcul de
dimensionare a DSWIG este prezentat ă în Fig.4.4.4.
Algoritmul are trei p ărți principale:
(a) Algoritmul de calcul al parametrilor " mașinii de referin ță" (MRF)
valorile parametrilor R1, X1, R2', X2', Rm, Xm, rezultând din încerc ările în gol și în scurtcircuit
(STAS 7246/5-74) pentru regim nominal; Rm, Xm pot fi determinate și pe cale analitic ă așa
cum se prezint ă în studiul extins.
valorile parametrilor R1, X1, R2', X2', Rm, Xm, pentru regim diferit de cel nominal.
numărul de spire wMRF și diametrul dMRF al spirelor înf ășurărilor MRF din buletinul de
încercări uzinale ;
curentul admisibil de sarcin ă permanent ă (IMRF)admis la tensiune și frecven ță nominal ă a
MRF;
31
Fig.4.4.4. Algoritmul de calc ul de dimensionare a DSWIG
(b) Algoritmul de calcul al parametrilor al generatorului DESWIG din cei ai " mașinii de referin ță"
(MRF) pentru condi ții nominale în dou ă variante.
Calculul curen ților (Iw1,N)DSWIG, (Iw2,N)DSWIG și al curentului total în crest ătura statoric ă
(IΣ)DSWIG în cazul realiz ării integrale a curentului de magnetizare nominal cu ajutorul
înfășurării statorice de excita ție W 2
Calculul curen ților (Iw1,N)DESWIG , (Iw2,N)DESWIG și al curentului total în crest ătura statoric ă
(IΣ)DESWIG în cazul realiz ării excita ției cu ambele înf ășurări statorice w1 și w2 ale
generatorului dual
(c) Algoritmul de calcul al parametrii și mărimi ale generatorului DESWIG pentru cele dou ă
variante de la punctul (b):
pierderile în DESWIG – pierderi în fier, pierderi în cuprul înf ășurărilor, pierderi mecanice,
pierderi suplimentare
randamentul DESWIG
(d) Algoritmul de calcul al caracteristicilor ale generatorului DESWIG pentru regimuri de
funcționare a unor sisteme electrogene neconven ționale uzuale.
Calculul caracteristicilor DESWIG în cazurile U DESWIG = const., f DESWIG = const.
Calculul caracteristicilor DESWIG în cazurile n DESWIG = const., U DESWIG = const.
Calculul caracteristicilor DESWIG în cazurile n DESWIG = var., U DESWIG = var.
Datele rezultate în urma proiect ării a generatorului DSWIG, conform metodei pragmatice
elaborate, au fost utilizate la execu ție la SA BEGAElectromotor Timi șoara.
4.4.2. Aplicarea metodei pr opuse de proiectare pentru sisteme WECS de putere
mică
La Universitatea Politehnica Timi șoara, în cadrul unui proiect de cercetare pentru sistemele WECS
de mic ă putere, a fost propus ă obținerea unui DSWIG de PN=(1.0÷2.5) kW și nN = 750 rpm.
Corespunz ător, pentru proiectarea generatorului dorit a fost selectat, ca ma șină de induc ție conven țională
"de referin ță" (MRF), motorul de induc ție MI 1AT 132S-8 , PN = 2.2 kW, nN = 750 rpm fabricat de
BegaElectromotor (Timi șoara, România).
Testarea generatorului realizat
Încercările experimentale ale generatorului DSWIG realizat, în varianta excita ției distribuite în
ambele înf ășurări statorice w 1 și w 2, conform metodologiei de proiectare propus, au condus la
următoarele rezultate pentru regimul nominal de func ționare:
Iw1 n = 1.304 A – curentul din înf ășurarea w 1
Iw2 n = 5.65 A – curentul din înf ășurarea w 2
PMRF n = 2200 W – putere activ ă maxim ă nominal ă a MRF (motorul din care a fost confec ționat
DSWIG)
32
PDSWIG n = 3898.4941 W – puterea activ ă maxim ă nominal ă a DSWIG
KDSWIG / MRF = PDSWIG n / PMRF n = 1.772 – raportul dintre puterile nominale ale DSWIG și MRF
În concluzie, raportul KDSWIG / MRF = 1.772 indic ă faptul c ă puterea electric ă nominal ă a DSWIG
este sensibil mai mare decât puterea mecanic ă nominal ă a MRF.
Metodă pragmatic ă original ă de proiectare a înf ășurărilor statorice ale DSWIG având acela și
număr de perechi de poli pentru ambele înf ășurări statorice, ob ținut prin modific ări constructive minime,
din motoare de induc ție conven ționale cu rotor în scurtcircuit, care au o putere apropiat ă de cea a
generatorului DSWIG necesar și cu aceea și viteză de rota ție nominal ă [Bar 2013, Bor 2014, Bu 2014, 7,
PRO-2013], reduce mult timpul de proiectare și de realizare a unui DSWIG pentru o anumit ă aplicație,
tehnologia de fabrica ție se p ăstrează practic corespunz ătoare ma șinii de induc ție, deja existent ă în
procesul de fabrica ție curent ă, păstrând aceea și: turație nominal ă, parametrii electrici și magnetici
(același circuit magnetic și același rotor în scurtcircuit în colivie).
4.5. Strategii pentru WECS cu DSWIG
În vederea îmbun ătățirii calit ății sistemelor de conversie a energiei eoliene cu generatoare de
inducție și de reducere a complexit ății acesteia, generatorul DSWIG se impune interesului de cercetare.,
Generatorul DSWIG face parte din categoria generatoarelor de induc ție, care au avantaje privind
robuste țea, cost de fabrica ție redus, dar și dezavantajul necesit ății asigur ării puterii reactive prin
conectarea la borne a unui circuit de excita ție, uzual printr-un banc capacitiv. Dac ă circuitul de excita ție
nu poate fi ajustat, se reduce domeniul de tura ții de func ționare. Generatorul de induc ție cu dou ă
înfășurări trifazate statorice cu rotor în colivie în scu rtcircuit (DSWIG), constructiv, prin cele dou ă
înfășurări statorice, se poate separa prin înf ășurarea W1 a circuitului de sarcin ă (de putere), care livreaz ă
sarcinii putere activ ă, respectiv, prin înf ășurarea W2 a circuitului de excita ție (de control), care în
principal asigur ă puterea reactiv ă necesar ă funcționării DSWIG. Prin plasarea spa țială la 90oel. a celor
două înfășurări statorice, se realizeaz ă și o decuplare a celor dou ă circuite.
Strategia de conducere a unui sistem WECS echi pat cu generatorul DSWIG, are ca scop, pentru
circuitul de sarcin ă, asigurarea transferului maxim de putere activ ă sarcinii și o tensiune de ie șire. cu
parametrii stabili (amplitudine și frecven ță constant ă) , respectiv, pentru circuitul de excita ție asigurarea
puterii reactive necesare, când tura ția de antrenare variaz ă în limite cât mai largi și sarcina sistemului
variază. Trebuie considerate cele dou ă posibilit ăți de func ționare a sistemului WECS, conectat la re țeaua
electrică general ă sau autonom pe o re țea izolat ă.
Interfața înfășurării W1 a circuitului de sarcin ă cu rețeaua electric ă general ă sau cu consumatorii
locali, se realizeaz ă printr-un convertor c.a.-c.c.-c.a. care trebuie s ă asigure parametrii tensiunii de ie șire
(amplitudine, frecven ță, fază, etc.)
Sistemului de excita ție al generatorului DSWIG poate fi realizat prin distribu ția excita ției în cele
două înfășurări staționare W1 și W2, cazul excita ției mixte, respectiv, excita ția asigurat ă numai de
înfășurarea de control W1.
La excita ția mixtă, în circuitul de sarcin ă W1 se conecteaz ă Sistemul de excita ție W1, format
dintr-un banc de condensatoare fixe C ex1 , care se dimensioneaz ă pentru asigurarea magnetiz ării de
pornire, pentru mers în gol, în timp ce în înf ășurarea de control W2 se utilizeaz ă Sistemul de excita ție
W2, care livreaz ă puterea reactiv ă necesar ă compens ării varia ției sarcinii și turației, printr-un convertor
static de excita ție ("static excitation converter" – SEC), Convertorul SEC poate fi fix sau comandat, cu sau
fără sursă suplimentar ă de asigurarea excita ției de pornire.
În Fig.4.5.3 circuitul de preînc ărcare a condensatorului sistemului de excita ție W2 este conectat la
circuitul de c.c. al convertorului de pe partea înf ășurării de sarcin ă W1, care permite cre șterea eficien ței
funcționării generatorului DSWIG la tura ții joase de antrenare [Bu 2015]. Aceast ă structur ă va fi
dezvoltat ă în § 4.5.2.
Cerințele strategiei de control, impuse utiliz ării generatorului DSWIG, într-un domeniu larg de
turații, atât domeniul tura țiilor mari, când comportarea unui generator de induc ție este corespunz ătoare,
cât mai ales la tura ții joase, la care scade foarte mult eficien ța generatorului, impun utilizarea unei
structuri care s ă asigure conducerea WECS cu DSWIG .
Fig.4.5.5. Sistem de excita ție mixt, cu SEC în W2, conectat la circuitul intermediar de c.c. al convertorului de pe parte
înfășurării de sarcin ă W1, pentru func ționarea într-un domeniu larrg de tura ții.
33
Structura standului experimental de laborator pe ntru un sistem WECS cu DSWIG este prezentat
în Fig.4.5.6. Standul este echipat cu un emulator al turbinelor WT1-UPT și WT2-UPT cu motor asincron de
antrenare, prezentat în § 6.3. Standul este prev ăzut cu un sistem de excita ție mixtă. Se poate selecta
structura Sistemului de excita ție W2, conform variantelor prezentate în Fig.4.5.1 … Fig.4.5.4.
Fig.4.5.6. Structura standul expe rimental pentru un WECS cu DSWIG , cu emulator de turbin ă eoliană și cu selec ția
sistemului de excita ție din W2.
Metoda original ă de dimensionare a înf ășurărilor statorice a unui generator DSWIG ob ținut dintr-o
mașină electric ă de induc ție din fabrica ția de serie, metod ă care păstrează rotorul în scurtcircuit în colivie,
dimensiunile mecanice ale ma șinii electrice, parametrii circuitului magnetic. Cele dou ă înfășurări statorice
W1 și W2 au acela și număr de perechi de poli, puterea electric ă de ieșire a înf ășurărilor statorice
ortogonale DSWIG, înc ărcate rezistiv, având o singur ă sursă de excita ție, în înf ășurarea de excita ție W2,
este aproximativ apropiat ă de puterea mecanic ă a motorului transformat.
Strategiile de conducere a sistemelor WECS cu tura ție variabil ă, cu ieșire în c.c. sau a.c., cu
generator DSWIG trebuie s ă asigure men ținerea parametrilor de func ționare (tensiunea de ie șire) într-un
domeniu de varia ție a tura ției de antrenare a DSWIG în limite cât mai largi. Solu țiile prezentate permit
funcționarea într-un domeniu larg, cu reducerea sau chiar eliminarea condensatoarelor din circuitul
înfășurării de sarcin ă W1 și din cea a înf ășurării de excita ție W2, mic șorând dimensiunile sistemului de
control al excita ției (SEC).
5. Sisteme WECS bazate pe generatorul PMSG
5.1. Modelarea generatorului sincron cu magne ți permanen ți (PMSG)
Sistemele WECS cu tura ție variabil ă sunt cele mai des utilizate în prezent, fiind destinat extragerii
energiei maxime în condi țiile de varia ție a vitezei vântului. Generatoare sincrone sunt utilizate în astfel de
sisteme. Generatoarele sincrone pot fi în principal de dou ă tipuri cu magne ți permanen ți, respectiv cu
rotor bobinat, care depind de tipul de sistem de excita ție utilizat. Principalul dezavantaj const ă în faptul
că nu poate fi construit pentru puteri foarte mari, deoarece magne ții mari nu sunt disponibili.
Rotorul poate fi din material feromagnetic so lid sau din tole perforate, cu polii deplasa ți pentru a
se minimiza cuplul cogging de pornire.
5.1.2. Modelarea PMSG în sistemul de referin ță staționar abc
Modelul matematic al ma șinii electrice sincrone cu magne ți permanen ți ("Permanet Magnet
Sinchronous Machine" – PMSM) este similar celui al ma șinii sincrone cu rotor bobinat. Ecua țiile de
tensiune în sistemul de referin ță staționar abc al statorului PMSM pot fi exprimate în func ție de valorile
instantanee ale curen ților.
abc abc sa b c abcVRip
(5.1.1)
unde:
– vectorul tensiunilor statorice în sistemul de referin ță abc, T
abc abcVV V V
(5.1.2)
– vectorul curen ților statorici în sistemul de referin ță abc, T
abc abcii i i
(5.1.3)
– vectorul fluxurilor în sistemul de referin ță abc, T
abc abc
(5.1.4)
34
– rezisten ța statoric ă în sistemul de referin ță abc, sa b c s s sRd i a g R R R (5.1.5)
unde s-a notat cu Rs rezisten ța unei înf ășurări statorice;
Fluxului statoric al unui sistem magnetic poate fi calculat astfel :
abc abc abc mabcLi
(5.1.6)
Fluxul statoric din ecua ția (5.1.6) poate fi scris ă sub forma extins ă astfel:
aa ab ac aa r
bb a b b b c b m r
r cc ca cb ccLLL i cos
LLLi c o s ( / )
cos( / ) i LLL
23
23 (5.1.15)
5.1.3. Modelarea PMSM în sistemul de referin ță rotativ sincron d-q
Analiza electromagnetic ă a unei ma șini PMSM se poate realiza u șor în cadrul sistemului de
referință rotativ a rotorului d-q. Transformarea Park [Par 1985] elimin ă toate inductan țele variabile din
ecuațiile de tensiune ale ma șinii sincrone, care se produc datorit ă a două circuite electrice în mi șcare
relativă și cu reluctan țe magnetice diferite. Transformarea Parc direct ă abc dqTși inversă abc dqT
1 pot fi
exprimate matematic astfel [Par 1985]:
Sistemul de referin ță poate s ă se roteasc ă cu unghiuri constante sau variabile în raport cu viteza
de rotație, sau pot r ămâne sta ționare ca în cazul transformatei Clarke [Dor 2005].
Pentru un sistem trifazat echilibrat, f ără component ă homopolar ă, matricea de transformare
abc dqT
1
0din (5.1.17) se poate reduce laabc dqT:
Ecuația (5.1.4) poate fi scris ă în sistemul de referin ță rotativ astfel:
dq dq sa b c d q dq dq abc dqVR i T p T p
100 0 00 0
(5.1.19)
unde
– vectorul tensiunilor în sistemul de referin ță d-q, T
dq dqVV V V 0 0
(5.1.20a)
– vectorul curen ților în sistemul de referin ță d-q, T
dq dqii i i 0 0
(5.1.20b)
– vectorul fluxurilor în sistemul de referin ță d-q, T
dq dq 0 0
(5.1.20c)
Într-un mod similar:
rr
abc dq r r r
rrsin cos
pT s i n ( ) c o s ( )
sin( ) cos( )
1
00
22033
22033 (5.1.30)
din care se ob ține :
abc dq abc dq rTp T
1
0001 0
100
000 (5.1.31)
Prin simplificarea rela ției (5.1.32) rezult ă:
ddS d d r q q
q
qS q q r d dr m
SdiVR iL L idt
di
VR iL L idt
diVR iLdt
000 0 (5.1.33)
La o func ționare echilibrat ă a PMSM, ecua ția homopolar ă poate fi neglijat ă.
Schemele echivalente ale PMSM pentru axele d și q, sunt reprezentate în Fig.5.1.2a și Fig.5.1.2b.
În Fig.5.1.2, E d și Eq sunt for țe contraelectromotare ale axelor d, respectiv q. Ele pot fi exprimate
prin rela țiile:
35
dr qr q q
qr dr d dr mEL i
EL i
(5.1.34)
Puterea mecanic ă creată de PMSM poate fi scris ă:
md d q q r d d r q qP( E i E i ) (i i ) 33
22 (5.1.35)
De asemenea, pornind de la ecua ția derivat ă din expresia puterii mecanice din (5.1.35), expresia
cuplului electromagnetic, Te , în sistemul de referin ță rotativ sincron este:
mme
mrPP pT2 (5.1.36)
unde
ωm – viteza unghiular ă de rota ție mecanic ă;
p – numărul de perechi de poli.
Considerând rela țiile (5.1.35) și (5.1.36) se ob ține expresia urm ătoare a cuplului
electromagnetic:
ed q q dpT( i i ) 3
22 (5.1.37)
Mașina sincron ă cu magne ți permanen ți fiind destinat ă p e n t r u a f i e x p l o a t a t ă în regim de
funcționare de generator, circula ția curen ților în circuitul statoric va fi în sens invers. Prin considerarea
sensului invers al curen ților, ecua țiile de tensiune în mod generator (PMSG) pot fi scrise astfel:
ddS d d r q q
q
qS q q r d d r mdiVR i L L idt
di
VR i L L idt
(5.1.38)
Rezultă schemele echivalente ale PMSG pentru axele d și q, din figurile Fig.5.1.3a, și, respectiv,
Fig.5.1.3b.
(a)
(b)
Fig.5.1.3. Schema echivalent ă a PMSG pentru: (a) axa – d; (b) axa – q.
La mașinile sincrone cu magne ți permanen ți rotorului are o suprafa ță netedă și oferă astfel
influențe egale asupra axelor d și q, rezultând o egalitatea inductan țelor Ld = L q. În consecin ță, se obține
pentru cuplului electromagnetic expresia:
em qpTi 3
22, (5.1.39)
care eviden țiază faptul c ă se poate controla cuplul electromagnetic al PMSG prin controlul componentelor
sale de curent dup ă axa în cuadratur ă, q.
5.1.4. Calculul randamentului generatorului PMSG
Modelul pentru generator a fost construit pe baza datelor buletinului de testare oferit de furnizor
(Electromotor Timi șoara) [EMT-2010 ].
Modelul are la baz ă aproximarea pierderilor în generator,
G arb L Cu L Fe L LagarPP P P P 123 (5.1.40)
unde:
LP – pierderile totale din generator, LL C uL F eL L a g a rPP P P123 (5.1.41)
LC uP1, LF eP2, LL a g a rP3 – pierderi în cupru, în fier și în lagăre;
GP – puterea util ă la bornele generatorului.
Parb – Puterea la arborele generatorului
Expresia randamentului generatorului Geste:
36
L Cu L Fe L Lagar G LG
arb arb arbPPP P P
PP P
12311 (5.1.42)
care, dup ă înlocuirea expresiilor puterilor determinate anterior, se ob ține dependen ța randamentului
generatorului ηG de tura ția n[rpm], curentul de faz ă al generatorului IG[A] și viteza vântului v[m/s]:
,
GL G L L LGG
arb arbPT PT PTPc I d n f n Pn,I ,vPP cv n av n bv n
21 3
23 311 . (5.1.51)
5.1.5. Caracteristicile PMSG
Pe standul experimental realizat în condi ții reale pentru generatorul PMSG al sistemului de
conversie a energiei eoliene, s-au determinat caracteristicile de mers în gol, GG G GUU ( n ) p t . I000, și
caracteristicile de mers în sarcin ă, GG G GUU ( I ) p t . nc o n s t .
Datele nominale ale generatorului sincron cu magne ți permanen ți sunt: Puterea nominal ă: Pnom
5kVA; Curent nominal: Inom 12 A; Tura ția nominal ă nnom 120 rpm ; Frecven ța nominal ă fnom 32 Hz ;
Număr de crest ături statorice Nc 33 ; Num ăr de perechi de poli p 16.
– Caracteristica de mers în gol a PMSG
Măsurătorile s-au f ăcut cu generatorul f ără sarcină (IG = 0). S-a m ăsurat cu precizie tura ția
motorului nM și, cunoscând raportul de reducere de tura ție a cutiei de viteze iRT = 6.03, s-a determinat
turația generatorului nG = n M/iRT. Prin aplicarea metodelor de regresie, pe baza datelor experimentale din
Tabelul 5.1.3, se poate determina estimarea expresiei caracteristicii de mers în gol a PMSG
GX U G x G GUF ( n ) I00 , rezultând expresie liniar ă (5.1.58).
GX n n G G n nUa a n ; pentru I , a .7811 276 ; a 1.48418 2 00 1 0 2 0 1 0 200 0 0 (5.1.58)
– Caracteristica de sarcin ă a PMSG
Măsurătorile s-au f ăcut cu sarcin ă variabil ă, menținând tura ția PMSG aproximativ constant ă, în
trei cazuri: nG = 60, 100, 120 rpm. S-a m ăsurat cu precizie tura ția motorului nM și cunoscând raportul de
reducere de tura ție a cutiei de viteze iRT = 6.03, s-a determinat tura ția generatorului nG = nM/iRT. În
rezultatele prezentate s-a notat cu: nG –turația; ωG –viteza unghiular ă de rota ție; MG – cuplu de
antrenare la arborele generatorului sincron cu magne ți permanen ți; Parb – putere mecanic ă de intrare la
arbore; IG – c u r e n t p e f a z ă la bornele generatorului (c.a. – valoare efectiv ă); UG – c u r e n t p e f a z ă la
bornele generatorului (c.a. – valoare efectiv ă); PG – putere electric ă (activă), totală, la ieșire generator;
ηG – randamentul generatorului; ηGx – randamentul generatorului estimat prin metode de regresie.
În func ție de necesit ățile sistemului de conducere, datele din tabelele cu m ăsurători pot fi
prelucrate prin metode de regresie astfel încât s ă se obțină expresiile dependen țelor necesare între
mărimile PMSG.
5.1.6. Metod ă de determinare a PG=F(IG, nG), MG=F(IG, nG), UG=F(IG, nG).
Metoda propus ă în cele ce urmeaz ă reprezint ă în fapt o generalizare, care permite extrapolarea
caracteristicilor generatorului PMSG, PG=F(IG , nG), MG=F(IG , nG), UG=F(IG ,nG), în domeniul de varia ție
nominal al curentului IG și turației nG , având un num ăr limitat de caracteristici determinate experimental.
Metoda presupune parcurgerea mai multor etape, prezentate în cazul determin ării caracteristicii PG=F(IG ,
nG)
Metodă de determinare a pu terii generatorului PG=F(IG , n)
Utilizând rezultatele m ăsurătorilor experimentale, ob ținute pe standul de laborator de modelare a
WECS, pentru un set de kmes măsurători ale caracteristicilor în sarcin ă PG (IG), pentru nG = const.,
nG[rpm] = {nG1, nG2, … , n Gkmes}. Metoda propus ă de determinare a puterii generatorului presupune
parcurgerea urm ătoarelor etape:
1. Se determin ă prin regresie, pentru fiecare set de valori, k = 1, … ,k mes , expresia func ției de
aproximare corespunz ătoare
Gk,j k GjPF ( I ) , pentru Gk mesn , k , ,…,k 12 ,
G k , j k G j P k P kG j P kG jPF ( I ) a b I c I 2 (5.1.59)
unde:
Gj jI, j , , , . . . , k012 , reprezint ă un set de valori de calcul pentru curentul IG , în limitele
Gm i n Gj Gm a x Gn o mII I I 0 , determinate cu rela ția:
Gj Gm i n G jII j I , j , , , . . . , k 012 (5.1.60)
în care, GI este pasul de varia ție ales pentru curentul IG .
2. Se restructureaz ă datele calculate, conform unui nou set de valori:
37
Gj G k , j G k m e sI, P , n , k , , . . . , k 12 . (5.1.61)
3. Se determin ă funcțiile de aproximare prin regresie corespunz ătoare noului set de valori,
Gi G i Gi iP ,n pentru I , i , ,…,k 12 . Pentru cazul particular considerat acestea vor fi de forma:
G,i i G Pi Pi G Pi GPF ( n ) a b n c n 2 , pentru Gi iI, i , , . . . , k12 (5.1.62)
4. Se grupeaz ă valorile ob ținute ale coeficien ților ai , bi , ci cu valoarea IGi și se determin ă funcțiile
de aproximare prin regresie a dependen ței acestor coeficien ți de curentul IG , rezultând din setul de
valori:
Gi p i i p x p x G
Gi p i i p x p x GGi p i i p x p x GI ,a , i , ,…,k dependen țaa a ( I )
I, b , i , , . . . , k d e p e n d e n țab b ( I )
I, c , i , , . . . , k d e p e n d e n țac c ( I )
12
12
12 (5.1.63)
5 . Î n f i n a l , s e o b ține expresia puterii estimate a generatorului PGX în func ție de nG și IG
următoare:
GX G PX G Px G Px G Px GP ( n , I) F ( n , I) a ( I) b ( I) n c ( I) n 2 (5.1.64)
Relația (5.1.64) ob ținută pentru PG permite determinarea caracteristicilor:
GX GP( n ) p e n t r u I c o n s t . (5.1.65)
GX G GP( I ) p e n t r u n c o n s t . (5.1.66)
pentru întreg domeniul de varia ție nominal ă a curentului IG și a turației nG.
Figura Fig.5.1.6.a,b prezint ă rezultatul aplic ării metodei de determinare a caracteristicilor
estimate propus ă.
(a) (b)
Fig. 5.1.6. Dependen ța estimat ă PGX (nG, IG) sub forma:
(a) PGX (n) la IG = const.; (b) PGX (IG) la n=const.
Metoda considerat ă poate fi extins ă și pentru determinarea urm ătoarelor m ărimi:
– Determinarea tensiunii generatorului UGX=FUX(n, I G),
GX G G UX G G UX G UX G G UX G GU ( n, I) F ( n, I) a ( I) b ( I) n c ( I) n 2 (5.1.67)
Fig.5.1.7. Caracteristica de sarcin ă UG (IG) la n=60,
100, 120 rpm (const.), determinat ă experimental.
Fig.5.1.8. Dependen ța estimat ă
UG (IG) la n=const.).
38
5.1.7. Caracteristici estimate pentru WT1 și PMSG – rezultate prin simulare în
Matlab
Caracteristicile estimate pentru generatorul PMSG și pentru turbina WT1 reprezint ă expresii care
pot fi ușor implementate în algoritmi numerici de conducere, timpii de calcul necesari fiind mult mai mici.
Pe de alt ă parte, expresiile estimate permit reprezentarea grafic ă în diferite condi ții, în vederea
determin ării unor parametrii func ționali ai componentelor sistemului WECS considerat în diferitele
regimuri de func ționare.
În figurile Fig.5.1.9 … Fig.5.1.12 sunt reprezentate caracteristici ale WT1-UPT și PMSG pe baza
expresiilor estimate, în diferite combina ții:
Fig.5.1.9. Dependen țele de tura ție estimate PG
, Parb , P arbOpt , P arb Nom la IG=12.5A. Fig.5.1.10. Caracteristi cile estimate pentru
PMSG și WT1-UPT ( IG=10A, I=4:2:16 m/s).
Fig.5.1.11. Dependen țele de tura ție estimate
pentru Parb(n) și ParbOpt(n) la V=2, … , 12 m/s
(const.). Fig.5.1.12. Dependen ța de viteza vântului
estimate pentru Parb(V) la n=30, … ,150 m/s
(const.).
5.2. Variante de conducere pentru PMSG, f ără MPPT
Sunt considerate strategiile de control cele mai utilizate pentru conducerea WECS, care au în
vedere o extragere optim ă de energie de la vânt, și care nu utilizeaz ă metode de control prin urm ărirea
punctului de putere maxim ă (MPPT).
Este propus ă o strategie de control care elimin ă traductoarele de m ăsurare a vitezei vântului
(anemometre) și traductoarele de m ăsurare a tura ției (encoder, turometre, etc.) și le înlocuie ște cu
estimatoare bazate pe m ărimi măsurate din sistem, crescând astfel fiabilitatea sistemului de conducere
(traductoarele sunt supuse defect ării). Principalul dezavantaj este cel al necesit ății cunoa șterii, în
prealabil, al modelului și caracteristicilor turbinei eoliene.
De asemenea invertorul de pe partea de re țea nu este inclus în studiu, având în vedere c ă
supercondensatoarele asigurând o decuplare a circuitulu i de pe partea generatorului de circuitul de pe
partea re țelei. Metoda de monitorizare a fost simulat ă în Matlab / Simulink. Rezultatele simul ării, fiind
analizate rezultatele ob ținute.
Sistemele de conversie a energiei eoliene cu vitez ă de rota ție variabile (WECS) ofer ă multiple
avantaje fa ță d e W E C S c u f u n c ționare la vitez ă de rota ție constant ă. Unul dintre avantaje este
capacitatea sistemului de a urm ări punctul maxim de putere și de a se recolta, în fiecare moment,
maximul de energie de la vânt [Bud 2008]. Acest lucru se datoreaz ă faptului c ă puterea extras ă de la
vânt este influen țată atât de viteza vântului, cât și de viteza de rota ție a paletelor [Bud 2010].
Sistemul considerat de conversie a energiei vântului
Recent au fost raportate noi topologii WECS. Se propune o astfel de topologie, folosind un nou tip
de convertor c.c.-c.c. numit "hibrid DC-DC convertor" (HDC) și supercondensatoare în circuitul
intermediar de c.c., a șa cum se arat ă în Fig.5.2.1. [EEA 2009]
Topologia WECS const ă dintr-un generator sincron cu magne ți permanen ți (PMSG), o punte
redresoare cu diode (RD), un convertor c.c.-c.c . hibrid (HDC), supercondensator, bancuri de
39
acumulatoare (Baterie Acumulat) și un invertor de tensiune ridic ător de tensiune (BVI) pe partea de
sarcină. Rezisten ța de disipare din circuitul intermediar de c.c. este utilizat ă la frânare sau la disiparea
energiei în cazul când sarcina este mic ă și bateria de acumulatoare este înc ărcată la maxim.
Supercondensatorul ac ționează ca un element de înmagazinare a energiei și are rolul de a separa
generatorul de invertor și astfel generatorul poate fi controlat pentru a ob ține putere maxim ă de la vânt,
în timp ce invertorul este controlat pentru a genera, la rândul s ău, curentul și tensiunea de ie șire de o
anumită amplitudine și frecven ță cu distorsiuni armonice reduse [Bud 2010], [Mun 2010].
Caracteristicile turbinei de vânt de tip WT1- UPT sunt prezentate în §3.3.1-§3.3.2: puterea
extrasă de turbina eolian ă de la vânt Parb (rel. 3.3.51); coeficientul de putere CP (rel. 3.3.38); coeficientul
cuplului turbinei eoliene, CM (rel. 3.3.41); cuplul mecanic la arborele turbinei , M arb, (rel. 3.3.65), puterea
optimă Parb Opt (rel. 3.3.86, 3.3.87, 3.3.89, 3.3.89); cuplul optim Marb Opt (rel. 3.3.81).
Pentru dou ă modele de turbine de vânt cu parametrii din Tabelul 3.3.1, pentru dou ă valori optime
a tip-speed ratio de λo=3 și , respectiv, λo=4, și curbele coeficien ților de putere și de moment
corespunz ătoare prezentate în Fig. 3.3.3, cele dou ă curbe au maximum la diferite valori ale rapidit ății
turbinei eoliene λ, λ0 Cp ≠ λ0 Cm. Aceasta este o observa ție important ă care arat ă că, cuplul optim, Marb Opt ,
și puterea extras ă optimă, Parb Opt , sunt ob ținute la diferite valori ale rapidit ății turbinei. De obicei, în
locațiile cu valori mici ale vitezei vântului, turbinele eoliene sunt proiectate pentru valori sc ăzute pentru
λ. Modelul turbinei WT1-UPT utilizat în simul ări este cel pentru λ = 4.
Fig.5.2.1. Topologia WECS cu noul conv ertor HDC pentru consumatori autonomi
Structura complet ă a WECS este prezentat ă în Fig.5.2.1 în care: WT – rotorul turbinei de vânt;
PMSG – generatorul sincron cu magne ți permanen ți; RD – punte redresoare trifazat ă cu diode; HDC –
convertor c.c.-c.c. hibrid coborâtor de tensiune; BVI – convertor c.c.-a.c. ridic ător (invertor surs ă de
tensiune ridic ător); BRK – sistem de frânare electromecanic de protec ție; ELBRK – sistem de frânare
electrodinamic cu rezisten ță de sarcin ă.
Structura propus ă pentru HDC este dezvoltat ă în §6.1.2 .
Pentru simulare se consider ă sistemul de conversie a energiei eoliene având ca ie șire tensiunea
de pe supercondensatorul din circuitul intermediar de c.c.
Există mai multe metode de a controla puterea optim ă a turbinei eoliene prin comanda de prescriere a
curentului IHDCopt , cunoscând caracteristicile turbinei și a elementelor componente ale WECS, și anume
[Bor 2011] , cu nota țiile: optn – tura ția corespunz ător puterii optime (maxime); To p tP – puterea
optimă a turbinei la optn;
To p tGPP – puterea generat ă de PMSG când puterea turbinei este To p tP ;
Go p tV – tensiunea generatorului pentru situa ția optn și
To p tGPP ;Go p tI – curentul rezultat pentru
To p tGPP și Go p tV ; DBI – curentul c.c. de la ie șirea redresorului cu diode RD corespunz ător lui Go p tI ;
DBV – tensiunea c.c. de la ie șirea redresorului cu diode RD corespunz ător lui Go p tV ; HDC optP – puterea
c.c. de la ie șirea HDC rezultat ă; HDC optV – tensiunea c.c. de la ie șirea HDC rezultat ă; HDC optI F v
– relația finală între I HDCopt și v pentru comanda HDC:
(i) Controlul puterii optime pe baza rela ției dintre I HDCopt și viteza vântului v :
HDC optI F v (5.2.1)
Succesiunea de calcul este urm ătoarea:
To p topt T opt G G opt G opt DB DB HDC opt HDC opt HDC opt Pn P P V I I V P V I F v
(ii) Controlul puterii optime pe baza rela ției I HDCopt și n :
HDC optI F n . (5.2.2)
Succesiunea de calcul este urm ătoarea:
To p tT opt G G opt G opt DB DB HDC opt HDC opt HDC opt PPP V II V P V I F n
(iii) Controlul puterii optime pe baza rela ției I HDCopt și
To p tGPP :
40
To p tHDC opt G PIF P
(5.2.3)
Succesiunea de calcul este urm ătoarea:
To p tG opt G opt DB DB HDC opt HDC opt HDC opt G PVII V P V I F P
(iv) Controlul puterii optime pe baza rela ției G optI și G optV :
G opt G optI F ( V ) (5.2.4)
(v) Controlul puterii optime pe baza rela ției HDCoptI și HDCV :
HDC opt HDCI F V . (5.2.5)
Pentru sistemul WECS realizat cu turbina eolian ă WT1-UPT și WT2-UPT, plecând de la legea de
control optim bazat pe m ăsurarea m ărimilor din circuitul intermediar de c.c., I HDC opt = F(V HDC), (din cauza
accesibilit ății mărimilor I HDC și VHDC) a fost dezvoltat ă o strategie de control, bazat ă pe măsurarea
mărimilor în circuitul intermediar de c.c. care este prezentat ă în continuare, pentru structura WECS cu
HDC.
5.2.1. Strategii bazate pe m ăsurarea m ărimilor în circuitul intermediar de c.c.
5.2.1.1. Controlul HDC pentru extrac ția de putere maxim ă făra MPPT
Structura propus ă a strategiei de control al convertorului HDC este prezentat ă în Fig.5.2.3. Ideea
principal ă a acestei strategii este aceea rezultat ă din rela țiile pentru WT1-UPT din § 3, de a ob ține
valoarea maxim ă a puterii extras ă, la o vitez ă de rota ție dată [Haq 2010].
Puterea optim ă extrasă, Parb Opt în funcție de viteza unghiular ă ωP Opt:
arbOpt P Opt P OptPk 3
1, unde P Opt P Opt
PO p tRk. A C
3
105 , (5.2.8)
respectiv, în func ție de tura ția turbinei eoliene nP Opt:
a r bO p t PO p t PO p tPk n 3
2, unde PO p t PO p t
PO p tRk. S C
3
10530 (5.2.11)
Din (5.2.8), rezult ă o relație direct ă între viteza de rota ție a turbinei și puterea maxim ă extrasă
corespunz ătoare. Strategia de control propus ă utilizeaz ă această relație ca un punct de plecare pentru
determinarea m ărimii de prescriere a curentului de intrare al HDC.
Algoritmul de implementare a strategiei de control propus ă este constituit din urm ătoarele
etape:• M ăsurarea vitezei unghiulare de rota ție a turbinei ω . • Determinarea puterii mecanice optime
posibil de a fi extras ă, folosind rela ția (5.2.8). • Considerând randamentul generatorului PMSG și al
redresorului RD ca fiind unitare, se poate ob ține referin ța I*in pentru curentul de intrare al HDC, din
valoarea puterii optime PP Opt și din tensiunea de intrare a HDC, Vin : *
in P Opt inIP / V . • Abaterea valorii
curentului m ăsurat fa ță de referin ța de curent I*in se folose ște pentru a modifica factorul de umplere D al
tranzistorului de comuta ție al HDC.
Metoda are avantajul de a urm ării puterea maxim ă fără a avea nici o informa ție cu privire la
viteza vântului sau a tura ției generatorului, eliminând traductoarele de vitez ă a vântului. Dezavantajul
metodei const ă în necesitatea cunoa șterii caracteristicilor și a parametrilor turbinei eoliene. În simulare
se consider ă randamentul generatorului PMSG unitar, dar în fapt, acesta variaz ă cu viteza de rota ție și cu
curentul statoric al generatorului, randament exprimat prin (5.2.51).
Studiu de caz
Schema de simulare a WECS cu WT1-UPT în Matlab-Simulink și structura buclei de control al
curentului convertorului HDC prin utilizarea algoritmului de ob ținere a Parb Opt, sunt prezentate în Fig.5.2.2
și Fig.5.2.3.
Sistemul aerodinamic a fost realizat pentru a reproduce turbina WT1-UPT, descris ă în § 3.3.2,
având parametrii corespunz ător cazului constructiv cu λopt = 4. Generatorul electric este un generator
trifazat P M S G , c up lat d ir e c t la arb ore le turb ine i d e vânt, v ite z a d e rota ție fiind cea a turbinei eoliene.
Parametrii și modelele pentru generatorul PMSG au fost prezentate în § 5.1. Turbina și generatorul sunt
de putere nominal ă de 5kW. Generatorul PMSG este antrenat cu un cuplu furnizat de subsistemul
aerodinamic al WT1-UPT implementat pe baza rela ției (3.3.81) stabilite în § 3.3.2
Fig.5.2.5e prezint ă factorul de umplere D generat de semnalul de ie șire al regulatorului PI.
Comanda tranzistorului comutator se face prin metoda PWM ("pulse width modulation"). Factorul de umplere este ob ținut prin compararea valorii de ie șire a regulatorului PI cu un semnal cu forma de und ă
triunghiular ă cu frecven ța de comutare
fsw, și se genereaz ă comanda pe grila tranzistorului comutator.
41
(a) Puterea de ie șire optimal ă și putere de
ieșire a generatorului
(b) Viteza de rota ție a turbinei de vânt
(c) Abaterea de la intrarea regulatorului PI
(d) Cuplul mecanic și cuplul electromagnetic
(e) Factorul de umplere generat
(f) Tensiunea de intrare și de ieșire a HDC
(g) Tensiunea de ie șire a generatorului
(h) Curentul de ie șire al generatorului
Fig.5.2.5. Varia ția mărimilor din sistem ob ținute prin simulare.
Din rela ția se poate determina rela ția dintre tensiunea de ie șire Vout și tensiunea de intrare Vin a
convertorului HDC în func ție de factorul de umplere D de comand ă a tranzistorului de comuta ție:
inDVVD02 (5.2.13)
Prin varia ția factorului de umplere D al tranzistorului comutator conform rela ției (5.2.13) se poate
observa modificarea atât a tensiunii de la intrare, cât și de la ie șirea convertorului HDC într-un raport
diferit, din cauza regimului de alimentare (Fig.5.2.5f).
Fig.5.2.5b, Fig.5.2.5d prezint ă variația cuplul mecanic al turbinei și a cuplului electromagnetic al
PMSG în func ție de viteza de rota ție care caracterizeaz ă comportarea din punct de vedere mecanic al
grupului turbin ă – generator.
Formele de und ă pentru tensiunea și curentul de ie șire al generatorului sunt prezentate,
respectiv, în Fig.5.2.5g și Fig.5.2.5h.
În simulare, ca și în aplica ția reală, există armonici de curent și de tensiune din cauza comuta ției
tranzistorului din convertorul HDC. M ăsurarea m ărimilor electrice, pentru a putea fi folosite ca semnale în
strategia de control, trebuie s ă se facă prin intermediul unor filtre „trece jos”. În acest caz, filtrele de
42
ordinul doi, elimin ă componentele armonice de înalt ă frecven ță. Utilizarea filtrelor în simulare are un efect
similar utiliz ării traductoarelor în aplica ția reală.
5.2.1.2. Strategie de control bazat ă pe estimarea vitezei vântului
Este propus ă o strategie de control a tura ției structurii WECS de mic ă putere (vezi Fig.5.2.1)
bazată pe estimarea vitezei vântului, dedicat ă optimiz ării, eficien ței și furnizării de energie electric ă. Este
considerat cazul unei turbine cu ax orizontal, f ără reglajul paletelor, realizat în cadrul UPT [EEA-2009].
Sistemele WECS de mic ă putere sunt utilizate, în mare parte, în zone îndep ărtate cu vânt și fără
conectare la re țea. Acestea au un pre ț relativ mare și, comparativ cu turbinele eoliene mari, se produce
energie la costuri mai mari. În prezent cercet ările actuale au ca scop reducerea pre țul lor și asigurarea,
de asemenea, unei func ționări sigure. În cele ce urmeaz ă s e a u î n v e d e r e u r m ătoarele direc ții de
preocupare: (i) eliminarea unor traductoare prin înlocuirea cu estimatoare software; (ii) sisteme noi de
convertoare ac-dc-ac; (iii) promovarea unei strategii inovativ ă optimizat ă de control al tura ției.
Recent au fost semnalate noi topologii de sisteme WECS [Che 2009] [Deh 2009] [Ari 2005] [Ni
2009] [www-Sch] [Axe 2008]. Topologia propus ă prezentat ă în Fig.5.2.6b, utilizeaz ă un nou tip de
convertor c.c.-c.c. hibrid (“hybrid dc-dc converter”- HDC) [Deh 2009].
5.2.1.3. Strategia de control al tura ției pentru WECS
Metoda se bazeaz ă pe cunoa șterea caracteristicii randamentului PMSG, ηG=MP 1(n,IG), și
caracteristica tura ției optime a turbinei de vânt nopt=MP 2(v) pentru n ≤ nadmisibil . Caracteristicile
menționate MP 1 și MP 2 pot fi determinate folosind anterior modelul teoretic și posterior modelul
experimental, determinat și studiat prin testele pe stand, în tunele de aerodinamice sau direct pe
instalația real ă. Caracteristica ηG=MP 1(n,IG) poate fi ob ținută din caracteristica experimental ă
ηG=MP 1(n,IG), pentru n=nk , k=1,2,…, utilizând func ții de regresie dup ă una sau dou ă variabile [Bud
2008]. Caracteristica nopt=MP 2(v) poate fi ob ținută din modelul matematic al turbinei eoliene dat de
relația cuplului MT(ρ,v,n), teoretic ă sau experimental ă [Bud 2008], prin rezolvarea ecua ției derivatei nule
a cuplului turbinei MT , pentru valori discrete ale vitezei vântului vk, k=1,2,… [Bud 2008].
Structura propus ă pentru controlul tura ției WECS
Strategia propus ă de control al tura ției pentru WECS este ilustrat ă în Fig.5.2.7.
Fig.5.2.7. Structura de control al vitezei de rota ție a WECS .
Structura de control propus ă a turației WECS este prezentat ă în Fig.5.2.7, ea asigurând:
– determinarea indirect ă a vitezei de rota ție n a WECS, calculat ă de blocul B-n, tura ția
generatorului sincron PMSG fiind propor țională cu frecven ța f a tensiunii generate, nf / p60 , unde p
este num ărul de perechi de poli ai PMSG;
– determinarea indirect ă a randamentului ηG al PMSG folosind blocul de memorare și interpolare
B-ηG, cu rela ția GMP (n,I)1, unde I este curentul generatorului;
– memorarea modelului matematic al turbinei eoliene prin rela ția TM, v , n prin blocul MEMORY
MT ; este considerat modelul matematic al turbinei WT1-UPT, determinat în § 3.3, prin expresia (3.3.64)
a cuplului la arbore TM, v , n ;
– determinarea vitezei vântului v cu blocul de calcul B-v, din rela ția GT GPM , v , n ( n , I ) ;
– determinarea vitezei de rota ție optimal ă nopt a WECS , memorarea și interpolarea cu blocul de
calcul B-n opt, prin rezolvarea ecua ției TdM, v , ndt0
43
– selecția regimului de control al vitezei de rota ție a WECS prin SW, în func ție de valoarea vitezei
de rotație: (1) în cazul n ≤ nadmisibil , controlul extragerii puterii maxime disponibile Parb Opt sau (2) în cazul
când n > nadmisibil , controlul de protec ție cu limitare la puterea maxim admisibil ă Parb Max .
Blocul CONTROL-n, va genera Iin*
HDC, mărimea de prescriere pentru bucla de reglare a curentului
de intrare al convertorului HDC, Iin HDC.
Mărimile de intrare m ăsurate sunt: frecven ța tensiunii PMSG ( f), curentul PMSG ( I), puterea
electrică a PMSG ( PG), densitatea masic ă a aerului ( ρ), respectiv, m ărimi de intrare de prescriere sunt:
curentul maxim admisibil ( I*max), turația maxim admisibil ă (nmax).
5.2.2. Strategii de conducere în regim de frânare
Problema limit ării turației și a frân ării turbinei eoliene este foarte important ă la o dep ășire a
vitezei nominale a turbinei, situa ție în care puterea furnizat ă de turbin ă crește foarte mult favorizând
condiții de avarii mecanice sau electrice.
Rezolvarea problemei se poate face pe dou ă căi: (i) prin modificarea comport ării aerodinamice a
turbinei (prin efect "stall" la WT cu pozi ție fixă a paletelor, sau prin modificarea unghiului de atac la
turbinele cu palete cu unghi de atac ajustabil); (ii) printr-o strategie de conducere adecvat ă.
Studiul implement ării unui sistem de conducere aferent unei secven țe de frânare, pentru un
sistem de conversie a energiei eoliene, în regimuri de func ționare care dep ășesc valorile regimului
nominal. Având în vedere datele unui WECS real, sunt prezentate dou ă scenarii: în primul caz, frânarea
în timpul unei rafale puternice de vânt prin activarea frân ării electrodinamice și electromecanice, și, în al
doilea caz, frânarea este cauzat ă de o defec țiune a generatorul sincron cu magnet permanent (PMSG).
Acest studiu permite dimensionarea corect ă a rezistorului de sarcin ă de frânare electrodinamic ă și
de stabilire a valorilor pentru viteza de rota ție la care trebuie s ă se activeaz ă diferite sisteme de frânare,
cu scopul de a respecta limitele structurale impuse: curentul maxim prin PMSG, cuplul maxim suportat de
axa turbinei de vânt, for țele maxime centrifuge ale paletelor, nivelul de vibra ții admisibil, etc.
Controlul sistemului WECS, în acest caz, are ca obiective principale: ● Pornirea și conectarea la re țea / consumatori a WECS, la o vitez ă a vântului la care puterea
turbinei eoliene este mai mare decât cea a pier derilor de putere din sistemul de conversie și, prin urmare,
începe livrarea de energie electric ă [Koc 2011] [Che 2006] [Bud 2010] .
● Pentru a asigura func ționarea WECS la putere optim ă a turbinei eoliene pentru domeniul de
viteze a vântului între valoarea momentului de pornire și valorile nominale [Che 2006] [Bud 2010].
● Oprire în condi ții normale de func ționare a WECS, la cererea operatorului uman.
● Oprirea automat ă de protec ție a WECS în cazul unei situa ții de avarie a condi țiilor de exploatare
(viteză extrem ă a vântului, scurt-circuite, deteriorarea palelor, defec țiuni mecanice).
În literatura de specialitate, un num ăr mare de lucr ări implementeaz ă prin software dedicate
modele dinamic ale diferitelor tipuri de generatoare electrice, strategii de control, regimuri de func ționare
ale WECS, etc. [Cha 2010] [Ova 2007] [Yin 2009] .
Se vor considera sisteme WECS echipate cu cele dou ă tipuri de turbine experimentale WT1-UPT
cu palete fixe și limitare prin "stall activ" și WT2-UPT cu sistem de protec ție automat ă la supratura ție prin
rotirea paletelor.
5.2.2.1. Frânare în cazul WT1-UPT cu palete fixe
Se consider ă regimul de func ționare men ționat al WECS de 5 kW cu turbin ă WT1-UPT cu PMSG
cuplat direct [Koc 2010].
Regimul de func ționare sta ționar al generatorului este determinat de: Marb cuplul mecanic la
arborele turbinei eoliene ; MG arb cuplul mecanic la arbore generatorului electric; Mbrake cuplul mecanic
dezvoltat de sistemul de frânare electromecanic de protec ție (Cuplul la arborele turbinei eoliene este
determinat de: v viteza vântului; θ unghiul de deviere a axei turbinei eoliene fa ță de direc ția vântului –
devierea orizontal ă a rotorului turbinei de vânt fa ță de direc ția vântului); devierea expunerii (devierea
planului de rota ție al rotorului fa ță de direc ția vântului) ; intensitatea tulburen ței: raportul dintre
abaterea standard a vitezei vântului și viteza medie a vântului, determinate pentru acela și set de
măsurători ale vitezei vântului, considerând și intervalul de timp.
Modelul de simulare
Modelul de simulare în ceea ce prive ște regimurile tranzitorii de frânare ale WECS este dezvoltat
în Matlab / Simulink [Koc 2010] .
După redresarea tensiunii trifazate de ie șire a PMSG (cu puntea redresoare), se alimenteaz ă
convertorul hibrid c.c.-c.c. coborâtor HDC.
Pentru cuplul turbinei eoliene a sistemului WE CS de 5 kW studiat, echipat cu turbina eolian ă WT1-
UPT, este utilizat modelul matematic determinat în § 3.3.
Studiu de caz
A fost simulat regimului tranzitoriu de frânare, având în vedere starea ini țială a sistemului WECS
pentru varia ția vitezei vântului în rafal ă de scurt ă durată. Variația mărimilor de func ționare sunt
prezentate în Fig.5.2.20 și Fig.5.2.21.
Parametrii mecanici da ți de produc ătorul turbinei de vânt sunt: ρ = 1.225 kg/m3; A = 19.6 m2;
R = 2.5 m; CM0 = 0.0222, a = 0.0986, b = 0.0113 – coeficien ți constructivi mecanici Cuplul mecanic
pentru frâna mecanic ă de siguran ță a fost considerat Mbrake = 1000Nm.
5.2.2.2. Frânare în cazul WT2-UPT cu sistem SPAST
Se stabile ște o metod ă pragmatic ă preliminar ă pentru a ob ține strategia de control a unui
prototip inovator de sistem de conversi e a energiei eoliene WECS de putere mic ă. Este prezentat ă
44
structura propus ă a WECS cu componentele și subsistemele sale. S-au luat în considerare turbina eolian ă
WT2-UPT, generatorul PMSG, convertoarele electron ice RD+HDC, sistemele de frânare (electrodinamic ă,
electromecanic ă) și caracteristicile lor.
Caracteristicile sunt ob ținute teoretic sau experimental, din modul de func ționare constructiv ă și
pe un model de laborator dedicat. Pe baza caracteristicilor componentelor, a restric țiilor de exploatare și
a intervalelor de varia ție a vitezei vântului, s-au stabilit: condi țiile de pornire și de oprire, legea de control
pentru func ționarea optim ă a turbine eoliene în domeniul nominal de varia ție a vitezei vântului, metodele
de control și legile pentru viteze mari ale vântului, metode de frânare a WECS pentru diferite regimuri de
avarie.
Metoda propus ă presupune cunoscute structura sistemului WECS și caracteristicile componentelor
Fig.5.2.12) [EEA 2009].
În conformitate cu tendin țele deja men ționate, au fost studiate, adoptate și implementate
componente corespunz ătoare sistemului WECS co nsiderat. În Fig.5.2.22 și Fig.5.2.23 prezint ă sistemele
WECS cu generator PMSG echipate, respecti v cu turbinele WT1-UPT cu palete fixe și WT2-UPT cu sistem
de protec ție automat ă la supratura ție centrifugal SPAST [EEA 2009].
Controlul sistemului de conv ersie a energiei eoliene WECS : Controlul WECS are un algoritm
propus care se bazeaz ă pe toate datele, caracteristicile și modele matematice ale componentelor WECS
(generator, turbina, convertoare), pe modelul experime ntal WECS de laborator, emulator realizat special
pentru acest scop (dezvoltat în § 3.4).
Fig.5.2.24. Caracteristica de conducere adoptat ă PWT(n) în planul caracteristicilor WT și PMSG.
În Fig.5.2.24 sunt reprezentate caracteristicile de putere, PWT(v, n), și de putere maxim ă, PWT Opt
(n), ale turbinei eoliene WT, caracteristica de putere electromecanic ă la arbore a generatorului PMSG,
PmG(IG, n), caracteristica de putere de conducere a WT recomandat ă de proiectant, PWT recom (n) și cea
adoptat ă, PWT(n). Caracteristica de putere de conducere adoptat ă pentru o func ționare normal ă a WT,
este delimitat ă de punctele "d-a-b-c" :
– punctul " a", (nSTART, vSTART), corespunde momentului de intrare în func țiune al WT,
– punctul " d", (nOPRIRE, vOPRIRE), corespunde momentului de oprire automat ă, de ieșire din regim
de generare de energie,
– punctul " b", (nNOM, vNOM), corespunde momentului de delimitare a func ționării în regim de
funcționare optim și de trecere la regimul de func ționare cu limitare,
– punctul " c", (nMAX, vMAX), corespunde momentului de delimitare a func ționării în regim de
funcționare cu limitare, la dep ășirea căruia se impune regimul de frânare al WT.
Simularea WECS cu WT2-UPT în regimuri de func ționare cu limitare
Sistemul de conducere al WECS cu WT2-UPT și PMSG cu cuplaj direct în regim de frânare în
Matlab-Simulink este prezentat ă în Fig.5.2.25.
Structura modeleaz ă: profilul vitezei vântului prin blocul Profil_Vânt prezentat în § 3.2.2;
comportarea aerodinamic ă a turbinei WT2-UPT echipat ă cu un sistem de protec ție automat ă la
supratura ție (SPAST) este simulat ă prin modulul WT2B , care, pe baza valorilor m ărimilor de intrare
(viteza vântului, viteza unghiular ă de rota ție, tura ție), genereaz ă la ieșire valoarea cuplului turbinei,
utilizând caracteristicile turbinei WT2-UPT (stabilite în § 3.3); modeleaz ă acțiunea sistemului de protec ție
SPAST, de modificare a unghiului de atac al paletelor prin Blocul dBeta . Blocul CmB; calculeaz ă valoarea
coeficientului de cuplu al turbinei; cuplul mecanic de antrenare la arborele generatorului PMSG este
calculat prin modulul Mg_Cuplu Motor ( Fig.5.2.25 ).
Regimurile de func ționare ale WECS
(i) Pornirea sistemului WECS. Pornirea sistemului WECS poate fi validat ă numai dac ă valoarea
tensiunii de intrare a convertorului c. c. – c.c. hibrid HDC are valoarea ( UHDC)in = (UHDC)START min = 190V,
necesar ă asigurării conduc ției convertorului HDC, care tensiunii de faz ă în gol a PMSG ( UPMSG)START min =
77.86V, respectiv viteza de rota ție nSTART min = 52 rpm și unei viteze a vântului vSTART min = 4.76 m/s.
Valorile de start: ( UHDC)START min , (UPMSG)START min , nSTART min , v START min , au fost stabilite experimental pe
modelul WECS de laborator.
45
Fig.5.2.25. Sistemul de conducere al WECS cu WT2-UPT în Matlab-Simulink.
Fig.5.2.26. Bloc de modelare aerodinamic ă a WT2-UPT prin blocul WT2B
(ii) Oprirea automat ă a WECS. Valorile ( UHDC)STOP , (UPMSG)STOP , nSTOP , vSTOP pentru oprirea automat ă a
WECS la tura ții mici, au fost determinate pe modelul WECS de laborator. (iii) Funcționarea WECS în
domeniul vitezelor de rota ție n OPRIRE < n START ≤ n* ≤ nNom. Acest regim de func ționare al WECS este
determinat de urm ătoarele constrângeri [Koc 2011, Bor 2011, Koc 2011] , cu valoarea maxim ă a tensiunii
de intrare a convertorului HDC, UHDCmax =380V și valoarea maxim admisibil ă a curentului, în cazul
considerat IHDCmax =12.5A. În acord cu constrângerile impuse men ționate, se stabile ște următoarea
strategie de control a WECS: (a) Func ționarea pe curba PWTopt(n) între punctele " d-a-b " , caracterizat prin
PWT = 4500 W (la recomandarea proiectantului turbinei), n = 80 rpm , PPMSG = 4050 W , IHDC = 12.5A ,
IPMSG = 12.5A (valori experimentale, ob ținute pe modelul WECS de laborator, corespunz ător puterii PWT =
4500W ). (b) Func ționarea cu valoarea curentului HDC constant ă, IHDC = 12.5A , când viteza de rota ție
este n > 80 rpm, Acest regim este reprezentat în Fig.5.2.24 prin segmentul de " b-c", între curba
PWTopt(n) și caracteristica PWT recom (n) , recomandat ă de proiectantul turbinei.
(iv) Funcționarea WECS la valori de supratura ție. În acest caz de func ționare, când viteza vântului
depășește v = 8.5 m/s, este necesar s ă se modifice caracteristica PWT(v, n), cu scopul de a reduce for ța
portantă a paletelor turbinei, astfel încât PMSG HDC Electrodynamic Brake PMSG maxI I I I . A 12 5 .
(v) Funcționarea WECS în regim de avarie. S-au simulat diferite regimuri posibile de avarie: a) În
cazul regimului de avarie datorat defect ării convertorului HDC, la viteza vântului v < 11.5 m/s, sistemul
de control poate determina frânarea și oprirea WECS prin sistemele de frânare electrodinamic ă și
electromecanic. b) În cazul regimului de avarie care se datoreaz ă defectării înfășurărilor generatorului,
situație în care frânarea electrodinamic ă nu mai poate fi folosit ă, turația crește și astfel sistemul de
limitare aerodinamic ă a turației intră în func țiune. De și sistemul WECS nu poate fi oprit, viteza de rota ție
rămâne mai mic ă decât viteza de rota ție maxim admisibil ă nadmis=150 rpm. Dac ă viteza vântului este în
domeniul 12 m/s < v < 15 m/s oprirea poate fi realizat ă împreun ă cu frânarea electromecanic ă cu un
cuplu de frânare de M Brake ≤ 1000 Nm într-un interval de circa 80 sec. c) În regimul de avarie determinat
de apari ția unor vibra ții mecanice la nacel ă sau la turnul de sus ținere, semnalizate prin senzorii de
accelera ție, simularea arat ă că WECS poate fi oprit numai când, presupunând c ă toate sistemele de
frânare sunt func ționale, valoarea vitezei vântului este sub v ≤ 11m/s).
O stare extrem ă o constituie func ționarea sistemului WECS la viteze extreme de pân ă la vextrem2 =
70 m/s, când se presupune c ă viteza vântului cre ște la valoarea extrem ă în timpul func ționării normale,
de la viteza ini țială V0=8,5m/s, cu un curent de sarcin ă IRg=12.5A. Numai sub ac țiunea SPAST și a
cuplului electromagnetic dat de curentul de sarcin ă, turația are o varia ție tranzitorie mai mic ă decât
turația admisibil ă, stabilizându-se la nFinal=115rpm, cu un unghi de atac Δβ=42o. Sistemul WECS poate
furniza energie sarcinii în acest interval.
46
5.3. Metode de conducere cu MPPT a WECS
Principalele obiective urm ărite în cadrul strategiilor de conducere, dedicate agregatelor
aeroelectrice care func ționează la tura ție variabil ă, cu urm ărirea punctului de putere maxima (MPPT –
"maximum power point tracking", HCS – "hill climbing search"), sunt cre șterea randamentului de
conversie a agregatului aeroelectric (reglajul tura ției) simultan cu men ținerea calit ății energiei electrice
debitate în re țea (reglajul tensiunii și factorului de putere).
Scopul principal al conducerii cu MPPT este realizarea puterii maxime în orice regim de
funcționare, într-un interval dat de viteze ale vântului.
Structura sistemului de conducere a WECS este organizat pe dou ă nivele, conform Fig.5.3.1:
Nivelul superior, care asigur ă, la ieșire, generarea m ărimilor de prescriere conform algoritmilor MPPT
adoptați, pe baza m ărimilor de intrare (experien ța operatorului, caracteristici de putere ale turbinei
eoliene, semnale de la senzori și traductoare ale vitezei vântului – anemometre, respectiv de tura ție –
tahometre, etc.), nivelului inferior. Nivelul inferior con ține structura de conducere a m ărimilor de baz ă
(turație, curent, tensiune, etc.) care genereaz ă la ieșire mărimile de comand ă necesare, elaborate pe
baza mărimilor de reac ție de la senzori și traductoare.
Fig.5.2.42. Limitare a tura ției în regim la limit ă , sub ac țiunea SPAST f ără sarcină,
cu frânare simultan ă electrodinamic ă – electromecanic ă : (V 0=3,5m/s, V 1=VLimită=15m/s, I Rg=0A, I Rg Elbreak =20A,
MBreak=450Nm, n Final=65rpm).
Fig.5.2.48. Regim extrem cu limitare a tura ției sub ac țiunea SPAST cu debitare de energie,
fără frânare electrodinamic ă și electromecanic ă : (V 0=8,5m/s, V 1=Vextrem=70m/s, I Rg=12.5A, I Rg Elbreak =0A,
MBreak=0Nm, n Final=115rpm).
47
5.3.1. Metode de urm ărire a maximului de putere (MPPT)
În literatura de specialitate se întâlnesc mai multe variante ale metodelor de tip MPPT,
particularizate la diverse aplica ții (agregate aeroelectrice, sisteme de conversie a energiei solare, etc.).
Prin termenul de MPPT se acoper ă de fapt o întreag ă clasă de algoritmi de c ăutare [Bud 2003] [Hei 2006]
[Tap 2003] [Pid 2003] [Yin 2008] [Haq 2008] [Mod 2008] [Lav 2006] [Ame 2002] .
S-au analizat mai multe metode de urm ărire a maximului de putere:
– Metode de urm ărire a maximului de putere (MPPT) cu pas fix
– Metode MPPT-HCS cu pas divizat – Metode MPPT-HCS cu pas adaptiv
– MPPT – tura ție, cu pas variabil
– Metode MPPT-HCS cu pas exponen țial
Fig.5.3.1. Structura de conducere de tip MPPT – diagrama pe nivele ierarhice.
Abordarea exponen țială conduce la un r ăspuns de tranzi ție mult mai rapid. Pentru implementarea
metodei este suficient s ă se determine incrementul ini țial Δω*0 și valoarea de apropiere ξ, care determin ă
numărul de itera ții n ale varia ției incrementului și din Δω*0, rezultând constanta de ajustare X necesar ă.
Implementarea metodei presupune dou ă constrângeri: (i) starea de tranzi ție este dependent ă de
incrementul ini țial Δω*0; (ii) starea de procesare este legat ă de valoarea de apropiere, ξ [Hei 2006] [Sim
2004].
Pașii algoritmului sunt urm ătorii: se achizi ționează curentul Ik și tensiunea Vk ; se calculeaz ă
puterea ca produsul dintre cele dou ă mărimi: Pk = Vk Ik ; se calculeaz ă incrementul pentru pasul curent
ΔIW k;
Dacă ΔIW k-1 > 0 (incrementul la pasul anterior a fost pozitiv):
o dacă Pk > Pk-1 (puterea Pk este mai mare decât cea calculat ă la pasul anterior): prescrierea va
crește, ΔIW k > 0 (incrementul ΔIW k se adun ă)
o dacă Pk < Pk-1 (puterea Pk este mai mic ă decât cea calculat ă la pasul anterior): prescrierea va
scădea, ΔIW k < 0 (incrementul ΔIW k se scade)
Dacă ΔIW k-1 < 0 (incrementul la pasul anterior a fost negativ):
o dacă Pk > Pk-1 (puterea Pk este mai mare decât cea calculat ă la pasul anterior): prescrierea va
scădea, ΔIW k < 0 (incrementul ΔIW k se scade)
o dacă Pk < Pk-1 (puterea Pk este mai mic ă decât cea calculat ă la pasul anterior): prescrierea va
crește, ΔIW k > 0 (incrementul ΔIW k se adun ă)
S-au studiat metode de conducere cu urm ărirea maximului de putere și s-au prezentat câteva
variante uzuale ale acestora. Aceste metode de tip MPPT se preteaz ă în mod natural la conducerea
agregatelor aeroelectrice. Termenul de MPPT semnific ă de fapt o întreag ă clasă de algoritmi de c ăutare.
Testarea strategiilor de conducere de tip MPPT s-a realizat pentru diverse regimuri de func ționare
specifice generatorului de induc ție cu rotorul în scurtcircuit (la diverse varia ții ale vitezei vântului),
obținându-se performan țe bune ale acesteia.
Concluzia care poate fi desprins ă este că, structura de conducere bazat ă pe metoda de tip MPPT,
implementat ă și validat ă prin simulare numeric ă, asigur ă performan țe bune pentru aplica ția considerat ă
(urmărirea maximului de putere a unui WECS echipat cu un generator de induc ție cu rotorul în
scurtcircuit).
6. Aspecte Hardware de realizare a sistemului de
conversie
6.1. Convertor c.c.-c.c. hibrid (HDC)
Sistemul de conversie a energiei eoliene cu PMSG utilizeaz ă un convertor a.c.-c.c.-a.c. cu circuit
intermediar de c.c. Convertorul de partea genera torului este format dintr-un convertor a.c.-c.c.
necomandat (o punte redresare cu diode DB) urmat de un convertor c.c.-c.c. hibrid (HDC). Circuitul
intermediar de c.c. este realizat de elemente de stocare a energiei cu supercondensatoare. Convertorul
c.c.-a.c. de partea re țelei este format dintr-un invertor surs ă de tensiune (BVI).
48
Calculul de dimensionare a componentelor HDC, pentru condi țiile reale de func ționare, s-a
realizat printr-un program în Matlab. Pentru verificarea corectitudinii rela țiilor de calcul, s-a efectuat și o
compara ție grafic ă dintre varia ția mărimilor caracteristice (curen ți, tensiuni, etc.) ob ținute pe baza
relațiilor de calcul în Matlab și o schem ă de simulare a HDC în programul de simulare PSIM.
Convertorul HDC asigur ă încărcarea supercondensatoarelor în intervalul de tensiuni între 50V și
125V, pentru un domeniu larg al tensiunilor de intrare, între 130V și 400V.
6.1.1. Func ționarea HDC
Pentru a se asigura curen ți relativ mici în înf ășurările PMSG, din considerente de randament,
tensiunea nominal ă de linie a generatorului trebuie s ă fie mai mare de 100V (pentru un domeniu de
putere 1kW … 10kW). Pe de alt ă parte, tensiunea unei baterii de acumulatoare având tensiunea de 24V
sau 48V, convertorul c.c.-c.c. trebuie s ă fie unul coborâtor de tensiune, având schema convertorului
hibrid cu schema din Fig.6.1.2.
Fig.6.1.2. Schema convertorului HDC.
Acesta con ține dou ă bobine L 1, L2 ca elemente de stocare a energiei de comuta ție, precum și un
tranzistor de comuta ție S.
Corespunz ător celor dou ă stări ale tranzistorului S, schemele echivalente ale HDC sunt: pentru
starea de conduc ție schema din Fig.6.1.3a, respectiv, pentru starea de blocare cea din Fig.6.1.3b.
(a)
(b)
Fig.6.1.3. Schema echivalent ă a HDC pentru comutatorul S: (a) închis (on); (b) deschis (off).
Pe durata conduc ției comutatorului S, bobinele acumuleaz ă energie. La sfâr șitul perioadei de
conducție, când comutatorul S se blocheaz ă, cele dou ă inductan țe L1 și L2, își schimb ă polaritatea
tensiunii pentru a se opune sc ăderii curentului și vor injecta curent în circuit, fiecare pereche format ă din
inductan ța și dioda corespunz ătoare vor func ționa ca dou ă surse de curent, conectate paralel, debitând
curent de sarcin ă.
Când S este închis (Fig.6.1.3a) curentul trece prin S, L 1, supercondensatoare și L2. Considerând
tensiunea de intrare V in și tensiunea de ie șire V out constante pe parcursul unei perioade de comuta ție,
ecuația care poate fi scris ă este:
LL
in outdi di
VL L Vdt dt1212 (6.1.l)
În cazul în care bobinele L 1 și L2 au aceea și valoare L 1=L2=L ecua ția (6.1.l) devine
Lin outdiVV Ldt 2 (6.1.2)
Curentul prin bobine cre ște și energia ob ținută de la turbina eolian ă se acumuleaz ă în L 1 și L2. În
funcție de valorile V in și Vout, convertorul func ționează într-una din cele dou ă moduri: regimul de curent
continuu (CCM), sau regimul de curent în trerupt (DCM). Deoarece formele de und ă sunt diferite în cele
două cazuri, CCM și DCM trebuie s ă fie tratate separat.
Specifica țiile tehnice ale convertorului hibrid c.c.-c.c. utilizat la standul experimental sunt:
– tensiunea de intrare: V in= 130V..400V
– tensiunea de ie șire: V out = 50V..125V
– curentul maxim de intrare: I in Max = 17A
– puterea maxim ă: Pin Max = 5 kw
Simularea func ționării HDC în Matlab – Simulink și în PSIM în cele dou ă moduri de func ționare
(CCM și DCM), au fost confirmate experimental pe stand.
Structura convertorului c.c.-c.c. hibrid HDC, prin structura sa, permite implementarea unor
algoritmi de conducere a sistemelor WECS verifica ți pe standul experimental de la UPT.
49
Invertorul c.c.-c.c. hibrid considerat, realizat la UPT, este utilizat la sistemul WECS de mic ă
putere echipate cu generator PMSG și cu turbinele eoliene WT1-UPT și WT2-UPT [EEA-2009].
6.2. Sistemul de achizi ție
Funcțiile sistemului de achizi ție
Sistemul de interfa țare conceput și realizat, destinat achizi ției și prelucr ării semnalelor aferente
unei unit ăți cu DSP, destinate conduc erii, supravegherii, protec ției și monitoriz ării agregatului
aeroelectric, îndepline ște următoarele func ții:
– Achiziționarea principalelor m ărimi necesare:
o mărimi electrice de curent alternativ (trifa zat, monofazat): curent, tensiune, frecven ță, putere,
energie;
o mărimi electrice de curent continuu: curent, tensiune, putere, energie;
o temperatura (prin utilizarea de senzori termici PT100);
o turația, poziția unghiular ă a rotorului (prin utilizarea unui encoder de tip TIRO);
o cuplu mecanic (prin utilizarea unui traductor de cuplu mecanic);
– Preluarea semnalelor logice de semnalizare din proces;
– Generarea de semnale logice de comand ă a procesului:
o generarea semnalelor logice de comand ă (open colector);
o generarea semnalelor logice de comand ă prin contacte ale contactoarelor electromagnetice
(contact normal deschie, contact normal închis);
o generarea semnalelor logice de comand ă pentru IGBT (conexiune prin fibr ă optică)
– Posibilitatea de achizi ționare sincron ă, la comanda DSP, a m ărimilor din întreg procesul, ulterior
informa țiile se vor prelua prin transmisie serial ă. Modul de citire a datelor este sincron în sensul c ă
sistemul cu DSP poate citi m ărimile simultan de la toate modulele, placa cu DSP generând tactul pe care
toate modulele îl folosesc pentru transmisie și achiziție.
– Modulele con țin:
o propriul procesor care asigur ă: achiziția sincron ă, la comanda sistemului cu DSP; transmiterea
sistemului cu DSP a m ărimilor instantanee achizi ționate și anumite valori calculate, prin aceasta
se creeaz ă timp de calcul disponibil pentru alte opera ții ale DSP;
o circuitele electronice aferente interfa țării modul – circuit de m ăsură,
o circuitele electronice aferente interfa țării modul – sistem cu DSP
o surse de alimentare cu izolare.
– Toate modulele, mai pu țin cel de TIRO, au un mod propriu de etalonare.
– Fiecare canal de achizi ție pentru m ărimi electrice poate func ționa în urm ătoarele regimuri:
o Mod valori directe : atunci când la cererea pl ăcii DSP furnizeaz ă datele achizi ționate în format
brut;
o Mod valori calculate : atunci când la cererea pl ăcii DSP furnizeaz ă ultimele valori calculate
pentru frecven ță, valori energii acumulate (per total sau pe fiecare faz ă în parte)
o Mod înregistrator : atunci când la cerere, sau la un semnal generat de placa DSP, porne ște
achiziția datelor în memoria intern ă cu frecven ța stabilit ă. Acest mod are avantajul c ă se pot
sincroniza mai multe module pentru a se porni achizi ționarea sincron ă a diferite fenomene
tranzitorii . Informa ția înregistrat ă se compune din valoare și momentul achizi ției.
– Asigurarea izol ării galvanice prin conexiune: cu optocuploare, cu fibr ă optică, prin transformatoare.
o între modul și circuitele de m ăsură
o între modul și sistemul cu DSP
o între canalele de achizi ție
o între module
o față de rețeaua electric ă de alimentare,
– Pentru fiecare pereche de m ărimi electrice, curent și tensiune, s-a recurs la utilizarea senzorilor pur
rezistivi și transmiterea digital ă a informa ției după conversie. Izola ția electric ă la nivelul comunica ției
digitale elimin ă erorile datorate defazajului introdus de izola ția la nivelul m ărimilor analogice.
– Transmiterea datelor în func ție de mărimea achizi ționată, poate fi realizat ă prin:
o conexiune rapid ă, prin cabluri cu fibr ă optică;
o conexiune lent ă, prin cabluri cu fire torsodate.
– Asigurarea transmiterii informa ției spre o unitate central ă PC.
6.2.1. Structura Sistemul de achizi ție
Sistemul de achizi ție și interfa țare pentru pl ăcile DSP este compus din module capabile s ă
furnizeze pl ăcilor cu DSP informa ții despre m ărimile analogice achizi ționate în format digital la nivelele
semnalelor logice ale pl ăcilor DSP, cu viteza pe care aceste pl ăci o impun.
Toate modulele se conecteaz ă la placa cu DSP prin intermediul unei interfe țe unice, care
realizeaz ă și separarea galvanic ă necesar ă.
50
În Fig.6.2.2 se prezint ă structura sistemului de achizi ție și prelucrare a semnalelor (SAPS) pentru
un agregat aeroelectric și modul de interconectare a modulelor sistemului de achizi ție cu modulul DSP și
cu calculatorul PC.
Fig.6.2.1. Structura sistemului SAPS.
Sistemului de achizi ție propus, comparativ cu solu ția utiliz ării conversiei semnalelor analogice
măsurate prin circuite de izolare galvanic ă analogice (prin transformatoare de m ăsură, optocuploare cu
modulare-demodulare, etc.), const ă în eliminarea erorilor de m ăsură, posibilitatea achizi ției sincrone a
tuturor m ărimilor necesare sistemului de cond ucere, supraveghere, monitorizare și protec ție al WECS.
Prin dezvoltarea, conceperea și realizarea unei structuri de sistem de achizi ție flexibil ă și multifunc țională
pentru achizi ția tuturor m ărimilor semnificative (electrice – curent, tensiune, putere, energie; mecanice –
cuplu, tura ție; temperatura ) pentru func ționarea unui sistem de conversie a energiei eoliene. Sistemul
de achizi ție poate func ționa, prin programare, regim de achizi ție valori instantanee sau valori prelucrate
prin calcul, regim de achizi ție structuri de date sub forma unor înregistr ări.
Fig.6.2.2. Structura sistemului de achizi ție și prelucrare a semnalelor pent ru un agregat aeroelectric.
6.3. Emulator de laborator pentru turbina eolian ă. Modelare și realizare
experimental ă
6.3.1. Emulatorul de turbin ă eolian ă. Rezultate experimentale pentru WT1-UPT
și WT2-UPT
Se prezint ă un emulator pentru turbina eolian ă, realizat în laborator cu scopul de a verifica și
implementa structuri și strategii de conducere, în condi ții în care generatorul, convertoarele de putere și
elementele de stocare a energiei sunt cele real utiliz ate la realizarea sistemului de conversie a energiei
eoliene cu WT1-UPT și WT2-UPT. Emulatorul este realizat în tehnologia " hardware in the loop ", ce include
un model de turbin ă printr-un sistem dSpace, un motor de induc ție pentru antrenare alimentat printr-un
convertor de frecven ță prevăzut cu un reglaj direct al cuplului (pentru simularea turbinei), cuplat cu un
generator PMSG real și un sistem de echipamente de conversie a energiei, de stocare și de control. Se
prezintă comparativ rezultatele simul ării digitale și rezultatele experimentale, care confirm ă validitatea
emulatorului turbinei eoliene.
51
Testarea complex ă a controlului generatorului pentru regimul de func ționare conectat la re țeaua
generală sau în regim izolat [Fat 2007a, Fat 2007b] necesit ă un emulator bun al turbinei eoliene.
Emulatorului turbinei eoliene are structura din Fig.6.3.1.
– sistemul de programe care implementeaz ă modelul matematic al turbinei eoliene;
– sistemul fizic care asigur ă caracteristicile statice și dinamice similare sistemului real studiat
[Car2010].
Fig.6.3.1. Schema general ă "hardware in the loop " pentru emulatorul WT-UPT.
Se consider ă sistemul format din implementarea numeric ă a turbinei eoliene cuplat ă la o sarcin ă
mecanic ă, format ă dintr-un generator PMSG cu o sarcin ă rezistiv ă.
Pentru programare și simulare s-a ales Matlab-Simulink, care permite controlul sistemului cu
dSPACE .
Schema de simulare din Fig.6.3.4 con ține:
– blocul generator de profil al vântului, selec ția tipului de profil și a parametrilor se face de c ătre
operator de la consol ă;
– blocul modelului aerodinamic al turbinei eoliene considerate (WT1-UPT sau WT2-UPT) furnizeaz ă
cuplul turbinei, MWT în funcție de V și ωWT ;
– blocul modelului mecanic calculeaz ă valoarea vitezei unghiulare a turbinei ωWT în func ție de MWT
și MG ;
– blocul modelul generatorului PMSG, antrenat cu viteza unghiular ă ωWT , are ca m ărimi de ie șire
cuplul generatorului MG(ωWT, ICC) și tensiunea continu ă redresat ă VCC(ωWT, ICC) de alimentare a sarcinii
rezistive;
– valoarea cuplului generatorului de la ie șirea emulatorului MG Sim (MWT, MG) se obține cunoscând
momentele de iner ție ale turbinei eoliene și a generatorului.
Fig. 6.3.4. Schema de simulare în Matlab-Simulink a emulatorului.
Realizarea experimental ă
Implementarea emulatorului, prin sistemul de control cu dSPACE și invertorul trifazat cu control
direct al cuplului (DTC) și grupul MI și PMSG sunt prezentate, respectiv, în Fig.6.3.8.a,b,…, h.
Avantajele unor astfel de sisteme sunt:
– flexibilitate: se pot testa o scar ă largă de sisteme WECS și de generatoare f ără investi ții în
tunele aerodinamice și turbine reale;
– poate fi u șor estimat ă, la diferite profile de vânt, produc ția de energie prin WECS;
– posibilitatea verific ării diferitelor: sisteme de control, convertoare de putere, elemente de
stocare a energiei, sarcini electrice, etc.
– universalitatea: emulatorul poate fi utilizat pentru puteri diferite, fiind necesar ă adaptarea la
puterea necesar ă a motorului de antrenare și a convertorului invertor cu control DTC;
– posibilitatea realiz ării rapide a prototipurilor pentru sisteme WECS;
– generalizarea: utilizarea structurii emulatorului poate fi extins ă și pentru alte sisteme de
conversie a energiilor recuperabile (hidro, curen ți marini, valuri marine, etc.) prin reconsiderarea
programelor emulatorului.
52
(a) Modelul de laborator al WECS cu PMSG; (b) Grup MI, reductor, PMSG;
(c) Sistemul de comand ă al emulatorului WT; (d) Sistemul de control cu dSPACE;
(e) Convertorul ac-cc-ac al WECS; (f) Convertorul hibrid cc-cc HDC;
(g) Motorul MI de antrenare cu reductor de
turație; (h) Generatorul PMSG și traductorul de cuplu
mecanic.
Fig. 6.3.8. Emulatorul experimental pentru turbina eolian ă (WT1-UPT, WT2-UPT), cu sistem
de control bazat pe dSPACE, a unui WECS cu generator PMSG.
53
7. CONCLUZII FINALE ȘI CONTRIBU ȚII. PERSPECTIVE
DE DEZVOLTARE
7.1. Concluzii finale
În lucrarea de fa ță se abordeaz ă domeniul de mare actualitate al en ergeticii resurselor eoliene, cu
particularizare la problematica modelarii si conducerii agregatelor aeroelectrice echipate cu generatoare
de induc ție și sincrone.
Lucrarea este conceput ă ca o dezvoltare progresiv ă de problematici legate de sistemele de
conversie a energiei eoliene, care se completeaz ă continuu, sfâr șitul fiec ărei etape eviden țiind
particularit ăți și concluzii utilizabile in etapele ulterioare.
În prezent se manifest ă un interes deosebit pentru sistemele de conversie care opereaz ă la
turație variabil ă (acestea fiind agregatele la care se poate ef icientiza randamentul de conversie al energiei
electrice), respectiv pentru agregatele aeroelectrice cu cuplare direct ă a turbinei cu generatorul, care
elimină amplificatorul de tura ție dintre turbin ă și generator (rezultând un pre ț de cost mai redus).
Realizarea unor teste prin simulare a func ționării sistemelor de conversie a energiei eoliene în
diverse regimuri, impune sinteza unor modele matemati ce cât mai fidele pentru principalele componente
ale acestora.
De asemenea, ob ținerea unui randament maxim necesit ă dezvoltarea unor structuri de conducere
corespunz ătoare, bazate pe metode de urm ărire a extragerii maximului de putere. În cadrul lucr ării,
randamentul generatorului și modelul matematic al turbinei de vânt, au fost determinate folosind func ții
de regresie de o variabil ă, respectiv func ții de 2 variabile.
Conducerea sistemului de conversie a energiei eoliene cu cuplaj direct și turație variabil ă, a fost
abordat ă pentru dou ă tipuri de turbine eoliene, varianta cu palete cu unghi de atac constant și varianta
cu sistem de protec ție automat ă la supratura ție, în combina ție cu dou ă tipuri de generatoare, generator
de induc ție cu rotor în scurtcircuit cu dou ă înfășurări trifazate statorice (de sarcin ă și de excita ție) și
generatorul sincron cu magne ți permanen ți. Au fost elaborate sisteme de conducere pentru: (i) regimul
optim de extragere a energiei eoliene în domeniul nominal de tura ții; (ii) regimul de limitare a puterii
extrase la dep ășirea domeniului de tura ție nominal ă; (iii) regimul de frânare de protec ție, la dep ășirea
turației maxime în cazul cre șterii vitezei vântului, sau la apari ția unor avarii ale sistemului de conversie
(defectare a convertoarelor electronice de putere, a generatorului, etc.).
Pe baza unor ample studii de caz, prin simulare și experimental, pe emulatorul de laborator sau
pe sistemul de conversie a energiei eoliene real, s-a ajuns la concluzia c ă prin utilizarea modelelor
matematice determinate pentru componente sistemul ui de conversie, strategiile de conducere asigur ă
performan țe bune, fiind recomandate pentru configura ții de sisteme de conversie a energiei eoliene de
putere mic ă.
7.2. Contribu ții personale
Pornind de la obiectivele declarate ale acestei lucr ări, în continuare sunt prezentate principalele
contribu ții:
• Elaborarea unui studiu critic asupra problematicilor de baza ale sistemelor de conversie a
energiei eoliene în vederea conducerii acestora.
• Realizarea unei clasific ări a configura ților actuale ale sistemelor de conversie a energiei
eoliene.
• Analiza regimurilor de func ționare specifice ale sistemelor de conversie a energiei eoliene
(demarare, regimul de a șteptare, conectarea, deconectarea de la re țea, oprirea).
• Dezvoltarea unor modele ale varia ției vitezei vântului, implementate în mediul Matlab-
Simulink.
• Dezvoltarea și implementarea unui model matematic al turbinei eoliene cu unghi de atac fix.
• Dezvoltarea și implementarea unui model matematic al turbinei eoliene cu sistem de protec ție
automat ă la supratura ție, prin modificarea unghiului de atac al paletelor.
• Identificarea modelului matematic al turbinei de vânt utilizând rezultatele încerc ărilor
efectuate în cadrul unui tunel aerodinamic, bazate pe func ții de regresie de o variabil ă, respectiv de dou ă
variabile.
• Studiu comparativ critic privind determinarea modelului matematic al turbinei de vânt, prin
utilizarea func țiilor de regresie de o variabil ă, respectiv de dou ă variabile.
• Identificarea unor modele matematice ale generatorului de induc ție cu rotorul in scurtcircuit
cu două înfășurări statorice trifazate (modelul in sistemul de referin ță fix cu axele „abc” și respectiv în
sistemul de referin ță sincron cu axele „dq”).
• Implementarea si validarea modelelor matematice identificate ale generatorului de induc ție cu
rotorul in scurtcircuit cu dou ă înfășurări statorice trifazate spa țial ortogonale, folosind mediul Matlab.
• Implementarea si validarea unei metode de dimensionare a înf ășurărilor statorice trifazate de
sarcină și de excita ție, în vederea ob ținerii unui generator de induc ție cu rotor în scurtcircuit, cu dou ă
înfășurări statorice dintr-o ma șină de induc ție din produc ția de serie.
54
• Implementarea si validarea unui program, fo losind mediul Matlab, pentru metoda de
dimensionare și, respectiv, de determinare a caracteristicilor generatorului de induc ție cu rotorul in
scurtcircuit cu dou ă înfășurări statorice trifazate spa țial ortogonale, dimensionat.
• Realizarea unui stand de laborator echipat cu un generator de induc ție cu dou ă înfășurări
separate, de excita ție și de sarcin ă, antrenat de un motor de induc ție cu rotorul în scurtcircuit, destinat
determin ării caracteristicilor generatorului și testării experimentale a algoritmilor de conducere.
• Dezvoltarea unor modele ale generatorului sincron cu magne ți permanen ți și implementarea
acestora în Matlab-Simulink.
• Realizarea unui stand de laborator de emulare a unui sistem de conversie a energiei eoliene,
utilizând echipamente componente re ale (generator sincron cu magne ți permanen ți, convertor electronic
de putere c.c.-c.c. hibrid, conver tor c.c.-a.c. invertor sursa de tensiune pentru conectare la sarcin ă și la
rețea, etc.) și un motor de induc ție cu rotorul în scurtcircuit pentru antrenare, controlat astfel pentru a
genera un cuplu de antrenare a generatorului echivalent turbinei eoliene la o anumit ă viteză a vântului,
destinat determin ării caracteristicilor generatorului și a verific ării experimentale ale strategiile de
conducere în diferitele regimuri de func ționare.
• Realizarea unor studii de validare, în regimuri specifice de func ționare ale generatorului de
inducție, a modelului matematic neliniar propus, cu implement ări în Simulink, pentru simularea unor
regimuri de func ționare specifice ale generatorului de induc ție cu doua înf ășurări statorice.
• Analiza comparativa a rezultatelor ob ținute în cadrul simul ării unor regimuri caracteristice de
funcționare, în vederea valid ării modelului matematic al generatorului de induc ție cu rotor scurtcircuitat
cu două înfășurări statorice trifazate ortogonale.
• Determinarea randamentului unui generator sincron cu magne ți permanen ți, utilizând func ții
de regresie de o singur ă variabil ă sau de dou ă variabile, utilizând mediul CurveExpert.
• Determinarea indirect ă a turației și a vitezei vântului.
• Realizarea unui studiu sintetic asupra metodelo r de conducere ale agregatelor aeroelectrice cu
urmărirea punctului de maxima putere (în corela ție cu familiile de caracteristici „putere-tura ție” ale
turbinelor eoliene).
• Implementarea unui studiu de caz aferent co nducerii agregatelor aeroelectrice utilizând
metoda urm ăririi extragerii maximului de putere cu pas fix, în cazul unui sistem de conversie a energiei
eoliene echipat cu generator de induc ție cu rotorul in scurtcircuit.
• Elaborarea unui set de programe și de func ții Matlab, precum și a modelelor Simulink
destinate implement ării, analizei și validării metodelor de determinare a valorilor m ărimilor specifice
sistemelor de conversie a energiei eoliene și a structurilor de conducere în regim nominal și de limitare a
puterii la dep ășirea limitelor nominale, respectiv cu urm ărirea maximului de putere extras ă.
Problemele prezentate, precum și rezultatele ob ținute în urma solu ționării lor, confer ă prezentei
lucrări un real caracter de aplicabilitate practic ă, deschizând noi perspective ale cercet ărilor în domeniul
conversiei energiei eoliene în energie electric ă.
7.3. Perspective de dezvoltare
Noile metode de conducere bazate pe urm ărirea extragerii maximului de putere sunt abordate în
mod neunitar in literatura de specialitate, fiind prezentate solu ții adaptate unor cazuri particularizate.
Aceste metode de conducere nu necesit ă o modelare foarte exact ă a tuturor subansamblelor sistemelor
de conducere a energiei eoliene.
Cercetările viitoare pot fi axate pe studiul unor no i variante ale strategiilor de conducere de
urmârire a extragerii maximului de putere, cum ar fi strategia de conducere „planificat ă”. Se poate
urmării implementarea acestor strategii pe sistemele de conversie a energiei eoliene de putere redus ă,
echipate atât cu generator sincron cu magne ți permanen ți, cât și cu generator de induc ție cu dou ă
înfășurări statorice. Aceste cercet ări, reprezint ă și unele dintre obiectivele unor granturi de cercetare în
care este implicat autorul tezei de doctorat.
Bibliografie (Selec ționată)
[Ack 2005] T.Ackermann, "Wind Power in Power System", Wiley, 2005.
[Ame 2002] K.Amei, Y.Takayasu, T.Ohji, M.Sakui, "A maxi mum power control of wind generator system using a
permanent magnet synchronous generator and a boost chopper circuit", PCC Osaka 2002. Proceedings of the
Power Conversion Conference, 2002, Volume 3, 2-5 April 2002 Page(s):1447 – 1452 vol.3
[Ant 1987] I.Anton, F.Gyulai, C.Albu, N.Budi șan, I.Caraba, s.a., "Investigation of optimal construction of horizontal
axis wind turbines". Economic Council of In terhelping, Poiana Bra șov, Romania, 1987. (Russian language)
[Bab 2000] M.Babescu, "Electrical machines. The ortogonal model", Ed.Politehnica, Timi șoara, 2000
[Bab 2003] M.Babescu, "Synchronous machine: modeling, iden tification, simulation", Editura Politehnica, Timisoara,
Romania, 2003 – ISBN 973-625-021-0, (lg. romanian).
[Bar 2013] J.A.R.Barrado, X.Munte, H.Valderrama-Blavi, F. Gonzalez-Molina, "Design and testing of a dual stator
winding induction generator," Systems, Signals & Device s (SSD), 2013 10th International Multi-Conference on ,
vol., no., pp.1,6, 18-21 March 2013
[Bas 2014a] S.Basak, C.Chakraborty, "A brushless generation system for microgrid operation utilizing dual stator
induction generator," Indust rial Electronics (ISIE), 2014 IEEE 23rd Inte rnational Symposium on , vol., no.,
pp.302,307, 1-4 June 2014
55
[Bas 2014b] S.Basak, C.Chakraborty, A.K.Sinha, "Dual stator induction generator with controllable reactive power
capability," Industrial El ectronics (ISIE), 2014 IEEE 23r d International Symposium on , vol., no., pp.2584,2589,
1-4 June 2014
[Bej 2003] A.Bej, “Wind Turbines”, Publishing House “P olitehnica”, Timisoara, Romania, 2003 (lg. romanian).
[Bej 2007] A.Bej, F.Gyulai, "Preocup ări în zona Banatului pentru dou ă domenii ale energeticii eoliene," Buletinul AGIR
nr.3/2007 , iulie-septembrie
[Bet 1966] A.Betz, "Introduction to the Theory of Flow Mach ines." (D. G. Randall, Trans.) Oxford: Pergamon Press.
1966.
[Bol 2006] I.Boldea, "The Electric Ge nerators Handbook", CRC Press, 2006
[Bor 2009a] R.Boraci , M.Babescu, N.Budisan, A.R.Boraci, "Mathema tical model of the two orthogonal three-phase
windings stator generator," Applied Computational Intel ligence and Informatics, 2009. SACI '09. 5th International
Symposium on , vol., no., pp.447-452, 28-29 May 2009 (ISI)
[Bor 2009b] R.Boraci , M.Babescu, N.Budisan, A.R.Boraci, "Dynamic re gimes of double – Fed orthogonal asynchronous
generator," Applied Computational Intelligence and Info rmatics, 2009. SACI '09. 5th International Symposium on
, vol., no., pp.551-556, 28-29 May 2009 (ISI)
[Bor 2011] R.Boraci , C.Koch-Ciobotaru, O.Pro ștean, N.Budisan, “Experimental determination of an optimal control law
of a small windgenerator”, IEEE 6th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics (SACI), 2011, 19-21 May 2011, pp.545-548.
[Bor 2011] R.Boraci
, C.Koch-Ciobotaru, O.Pro ștean, N.Budi șan, "Experimental determination of an optimal control law
of a small windgenerator", IEEE 6th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and
Informatics (SACI), 2011, 19-21 May 2011, pp.545-548.
[Bor 2012] R.Boraci , I.Filip, N.Budisan, M.Greconici, "Pragmatic control strategy design method for a small
windgenerator," Applied Computatio nal Intelligence and Informatics (SACI), 2012 7th IEEE International
Symposium on , vol., no., pp.353-358, 24-26 May 2012.
[Bor 2014] R.Boraci , O.Prostean, N.Budisan, C.Vasar, "Consideration on Modeling, Identification and Control of Double
Stator Windings Induction Generato r DSWIG," Proceedings of 9th IEEE International Symposium on Applied
Computational Intelligence an d Informatics (SACI 2014), Timi șoara, Romania, May 15-17, 2014 (ISI)
[Bu 2010a] F.Bu, W.Huang, Y.Hu, K.Shi, C.Wang, "Optimization Strategy of the Excitation Capacitor for the Dual
Stator-winding Induction Generator Sy stem Applied in Wind Power Generati on," Power and Energy Engineering
Conference (APPEEC), 2010 Asia-Pacific , vol., no., pp.1,5, 28-31 March 2010
[Bu 2010b] F.Bu, W.Huang, Y.Hu, K.Shi, "O ptimal selection of excita tion capacitor for 6/3-ph ase dual stator-winding
induction generator with the static excitation controller applied in wind power," Ener gy Conversion Congress and
Exposition (ECCE), 2010 IEEE , vol., no., pp.2397,2402, 12-16 Sept. 2010
[Bu 2011] F.Bu, W.Huang, Y.Hu, K.Shi, "An Excitation-Capac itor-Optimized Dual Stator-W inding Induction Generator
With the Static Excitation Controller for Wind Power Application," Energy Conversion, IEEE Transactions on ,
vol.26, no.1, pp.122,131, March 2011
[Bu 2012a] F.Bu, W.Huang, Y.Hu, J.Shi, K.Shi, "A Stand- Alone Dual Stator-Winding Induction Generator Variable
Frequency AC Power System," Power Electronics, IEEE Transactions on , vol.27, no.1, pp.10,13, Jan. 2012
[Bu 2012b] F.Bu, W.Huang, Y.Hu, J.Shi, K.Shi, "An instantane ous slip frequency control strategy for the dual stator-
winding induction generator variable frequency AC power system," Applied Power Electronics Conference and
Exposition (APEC), 2012 Twenty-Seventh Annual IEEE , vol., no., pp. 1673,1675, 5-9 Feb. 2012
[Bu 2012c] F.Bu, W.Huang, Y.Hu, K.Shi, "An Integrated AC and DC Hybrid Generation System Using Dual-Stator-
Winding Induction Generator With Static Excitation Contro ller," Energy Conversion, IEEE Transactions on , vol.27,
no.3, pp.810,812, Sept. 2012
[Bu 2013] F.Bu, Y.Hu, W.Huang, S.Zhua ng, K.Shi, "Control Strategy and Dy namic Performance of Dual Stator-
Winding Induction Generator Variable Frequency AC Gene rating System With Induct ive and Capacit ive Loads,"
Power Electronics, IEEE Transactions on , vol.PP, no.99, pp.1,1, 0
[Bu 2014] F.Bu, Y.Hu, W.Huang, S.Zhuang, "Parameter De sign and Static Performance of Dual Stator-Winding
Induction Generator Variable Frequency AC Generating System With Inductive and Capacitive Loads", IEEE
TRANSACTIONS ON INDUSTRIAL ELECTR ONICS, VOL. 61, NO. 8, AUGUST 2014
[Bu 2015] F.Bu, Y.Hu, W.Huan g, S.Zhuang, K.Shi, "Wide-Speed-Range-Op eration Dual Stator-Winding Induction
Generator DC Generating System for Wi nd Power Applications," Power Electronics, IEEE Transactions on , vol.30,
no.2, pp.561,573, Feb. 2015
[Bud 1985] N.Budi șan, N.Robu, "Process supervision and different re sponses to demages as part of a ECAROM-800
computer control system for AEROTIM-L1 windgenerato r". Microprocessor, Microcom puter and Application in
Economy Symposium, Timi șoara Polytechnic Institute and Institute for Automation, Timi șoara, 1985.
[Bud 2003] N. Budisan, "Problems of induction generator systems – at wind/diesel/hydro unconventional electric
groups/plants/farms", Colectia "Energetica", Editura Politehnica, Timi șoara, 2003.
[Bud 2004] N.Budisan, Fr.Gyulai, O.Pro ștean, T.Hentea, "Speed Control Strategi es for Fixed Blade Turbine Windmills",
Proceedings of the Global WINDPOWER 2004 Conference, Chicago, March 2004.
[Bud 2008] N.Budisan, V.Groza, O.Pro ștean, I.Filip, M.Biriescu, I.Szeidert, M. Stern, "Rotation Speed and Wind Speed
Indirect Measurement Methods for the Control of Windm ills with Fixed Blades Turbine", IEEE International
Instrumentation & Measurement Techno logy Conference I2MTC 2008, Vancou ver, Canada, Proceedings, ISBN 1-
4244-1541-1, ISSN 1091-5281, May 2008, pp. 912–916
[Bud 2010] N.Budi șan, O.Pro ștean, R.Boraci , C.B.Musc ă, "Structuri de configurare a înf ășurărilor statorice ale
generatoarelor de induc ție și sincrone" , Cerere de brevet de inven ție la Oficiul de Stat pentru Inven ții și Mărci
(OSIM), nr.A/01401/24.12.2010.
[Bud 2010a] N.Budisan, O.Prostean, R.Boraci , R.; I.Szeidert, V.Muller, "The dual induction generator for renewable
energy conversion systems. Experimental results, pr oblems and solutions," Computational Cybernetics and
56
Technical Informat ics (ICCC-CONTI), 2010 International Joint Conf erence on , vol., no., pp.445,450, 27-29 May
2010
[Bud 2010b] N.Budisan, N.Muntean, R.Boraci , O.Cornea, C.Koch-Ciobotaru, D.Petrila , "Electronic conversion system
and speed-control strategy for small wind generators," Computational Cybernetics and Technical Informatics
(ICCC-CONTI), 2010 International Joint Conference on , vol ., no., pp.455-458, 27-29 May 2010
[Che 2009] Z.Chen, J.M.Gu errero and Fr.Blaabjerg, "Review of the Stat e of the Art of Power Electrinics for Wind
Turbines", IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 24, No. 8, August 2009
[DIR-2009] ***, "Directiva 2009/28/CE a Parlamentului European și a Consiliului din 23.04.2009 privind promovarea
utilizării energiei din surse regenerabile"; L 140/16 RO Jurnalul Oficial al Uniunii Europene 05.06.2009.
[Dor 1977] T.Dordea, "Ma șini electrice", Ed. Didactic ă și Pedagogic ă Bucure ști, 1977
[EEA-2009] ***, EEA European Economic Area Grant of Iceland, Lichtenstein, Norway: Project Nr. RD-0018
"Improvement of Structures and Efficiency of Small Hori zontal Axis Wind Generators with Non-Regulated Blades",
2009-2011,
[Fat 2007a] M.Fatu, C.Lascu, G.-D.Andr eescu, R.Teodorescu, F.Blaabjerg, I.Bold ea, "Voltage Sags Ride-Through of
Motion Sensorless Controlled PMSG for Wind Turbines", Power Electronics Specialists Conference,2007, pp. 1239 –
1244.
[Fat 2007b] M.Fatu, L.Tutelea, R.Teodor escu, F.Blaabjerg, I.Boldea, "Motion Se nsorless Bidirectio nal PWM Converter
Control with Seamless Switching from Power Grid to Stan d Alone and Back", Industry Applications Conference,
2007, pp. 171 – 178.
[Gac 2005] A.Gacsani, V.Tiponu ț, "Sistem de achizi ții de date", Ed.Universit ății din Oradea, 2005, ISBN 973-613-868-
2.
[Haq 2008] M.E.Haque, M.Negnevitsky, K.M.Muttaqi, "A Novel Control Strategy for a Variable Speed Wind Turbine with
a Permanent Magnet Synchronous Genera tor", 2008. IAS '08. IEEE Industry Appl ications Society Annual Meeting,
5-9 Oct. 2008 Page(s):1 – 8
[Haq 2010] M.E.Haque, M.Negnevitsky, K.M.Muttaqi, "A Novel Control Strategy for a Variable-Speed Wind Turbine with
a Permanent Magnet Synchronous Generator", IEEE Transactio ns on Industry Applications, vol. 46, No. 1, Jan/Feb
2010, pp 331-339
[Hau 2005] E.Hau, "Wind Turbines: Fundamentals, Technologi es, Application, Economics", 2nd edition, Springer, 2005
[Hua 2010] W.Huang, Y.Hu, F.Bu, K.Shi, "The magneto motive force of a novel dual stator-winding induction
generator," in Proc. IEEE Energy Convers. Cong. Expo., 2010, pp. 3582–3587.
[IEA-2014] International Energy Agency; "Renewables in glo bal energy supply: An IEA facts sheet (PDF)", OECD 2007.
[IEC-2006] *** International Standard IEC 614000-2, Part.2 : Design requirements fo r small wind turbines.
[Jur 1996] T.Jurca, D.Stoiciu, "Instrumenta ție de m ăsurare. Structuri și circuite", Ed. de Vest, Timi șoara, 1996.
[Koc 2010] C.Koch-Ciobotaru, R.Boraci , I.Filip, C.Vasar, G.Prostean, "Control Strategy for a Variable-Speed Wind
Turbine Using DC Bus Measurements", 8th IEEE International Symposium on Intelligent Systems and Informatics September 10-11, 2010 –.Subo tica, Serbia pp.329-334;
[Koc 2011a] C.Koch-Ciobotaru, R.Boraci
, O.Proștean, N.Budisan, "Optimal control for a variable-speed wind turbine",
6th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics (SACI), 2011, vol., no., 19-21, May 2011, pp.541-544.
[Koc 2011b] C.Koch-Ciobotaru, R.Boraci
, I.Filip, C.Vasar, "Study of brake transient regimes for a small wind
generator", IEEE 3rd International Symposium on Exploi tation of Renewable Energy Sources (EXPRES), 11-12
March 2011, pp.85-89.
[Kou 2006] E.Koutroulis, K.Kalaitzakis, “Design of a maximum power tracking system for wind-energy-conversion
applications,” IEEE Trans. Ind. Electron., vol. 53, no. 2, pp. 486–494, Apr. 2006.
[Kra -1986] P.C.Krause, "Analysis of Electric Ma chinery", New York, NY, USA: McGraw-Hill, 1986.
[Li 2008] H.Li , Z.Chen, "Overview of different wind ge nerator systems and their com parisons," IET Renew. Power
Gener., vol. 2, no. 2, pp. 123–138, Jun. 2008.
[Li 2009] Y.Li, Y.Hu, W.Huang, L.Liu, Y.Zhang, "The Capacity Optimization for the Static Excitation Controller of the
Dual-Stator-Winding Induction Genera tor Operating in a Wide Speed Rang e," Industrial Electronics, IEEE
Transactions on , vol.56, no.2, pp.530,541, Feb. 2009
[Liu 2005] L.Liu, Y.Hu, W. Huang, "Optimal design of du al stator-winding induction generator with variable speed
based on improved genetic algorithm," in Proc. 8th Int. Conf. Elect. Mach. Syst., 2005, pp. 2343–2348.
[Liu 2010a] L.Liu, "Analysis of the Physical Mechanism Insi de Dual Stator-Winding Induction Generator," Information
and Computing (ICIC), 2010 Third Inte rnational Conference on , vo l.2, no., pp.226,229 , 4-6 June 2010
[Liu 2012] C.Liu, F.Blaabjerg, W.Chen, D.Xu, "Stator current harmonic control with resonant controller for doubly fed
induction generator," IEEE Trans. Power Electron., vol. 27, no. 7, pp. 3207–3220, Jul. 2012.
[Luk 2008] S.M.Lukic, J.Cao, R.C.Bansal, F.Rodriguez, A.Em adi, "Energy storage systems for automotive applications,"
IEEE Trans. Ind. Electron., vol. 55, no. 6, pp. 2258.2267, Jun. 2008.
[Man 2012] J.F.Manwell, J.G.McGowan, A.L.Rogers, "Wind Energy Explained: Theory, Design and Application".
Chichester, West Sussex, UK: John Wiley & Sons Ltd., 2012, ISBN 9780470015001.
[Mar 2003] J.Marques, H.Pinheiro, H.A.Gründling, J.R.Pinheiro , H.L.Hey, "A survey on Variable-Speed Wind Turbine
System", Power Electronics Brazilian Congress, COBEP'03, pp. 732-738, Fortaleza 03.
[MATLAB-SIMULINK] *** www.mathwo rks.com/products/matlab/
[Mil 2008] T.Milos, F.Gyulai, "CAD technique for blade de sign of small power wind turbine", Proceedings of the
International Conference on Hydrau lic Machinery and Equipments, HME 2008, Timisoara, Romania, Oct.16-17,
2008.
57
[Mil 2010] T.Milos, A.Be j, E.Dobanda, A.Manea, R.Badar au, D.Stroita, "Blade design using CAD technique for small
power wind turbine", International Joint Conference on Computational Cybernetics and Technical Informatics
(ICCC-CONTI), Timisoara , Roma nia, 27-29 Ma y 2010, pp.571-575.
[Mir 2007b] A.Mirecki, X.Roboam and Fr.Richardeau, "Archite cture complexity and energy efficiency of small wind
turbines", IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 54, No. 1, February 2007
[Mun 2010] N.Muntean, O.Cornea, D.Petrila, "A New Conversion and Control System for a Small Off – Grid Wind
Turbine", 12th International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment, OPTIM 2010. 978-
1-4244-7020-4/10/ $26.00 '2010 IEEE 1167-1173.
[Mun 2011] N.Muntean, L.Tutelea, D.Petrila, O.Pelan, "Har dware in the loop wind turbine emulator," Electrical
Machines and Power Electronics and 2011 Electromotion Joint Conference (ACEMP), 2011 International Aegean
Conference on , vol., no., pp.53,58, 8-10 Sept. 2011
[Nel 2003] R.M.Nelms, D.R.Cahe la, B.J.Tatarchuk, "Modeling double-layer capacitor behavior us ing ladder circuits,"
IEEE Trans.Aerosp.Electron.Syst., vo l. 39, no. 2, pp. 430.438, Apr. 2003.
[Ojo 2000] O.Ojo, I.E.Davidson, "PWM-VSI inverter-assiste d stand-alone dual stator winding induction generator,"
IEEE Trans. Ind. Appl., vol. 36 , no. 6, pp. 1604–1611, Nov. 2000.
[Ova 2007] R.I.Ovando, J.Aguayo, M.Cotorogea, "Emulation of a Low Power Wind Turbine with a DC motor in
Matlab/Simulink", Power Electroni cs Specialists Conference, 2007. PESC 2007. IEEE, 17- 21 June 2007, 859 –
864. .
[Pah 2009] M.Pahlevaninezhad, A.Safaee, S.Eren,A.Bakhshai, P.Jain, "Adaptive nonlinear maximum power point
tracker for a WECS based on perman ent magnet synchronous generator fed by a matrix converter", 2009.
ECCE.IEEE Energy Conversion Congress an d Exposition, 20-24 Sept. 2009 Page(s):2578 – 2583
[Par 1981] J.Park, "The Wind Power Book", Cheshire Books, Palo Alto, California, 1981. [Pen 1996] F.Peng, J.Lai, "Generalized instantaneous reactive power theory for three-phase power systems," IEEE
Trans. Instrum. Meas., vol. 45, no. 1, pp. 293–297, Feb. 1996.
[PNA-2010] ***; "Planul Na țional de Ac țiune în Domeniul Energiilor din Surse Regenerabile (PNAER) ", ICEMENERG-
București, 2010.
[PRO-2009] ***, Proiect Nr.127/ICER-TM, Sectorial Operatio nal Programme Increase of Economic RD&I: Operation
2.2.1, National PROGRAMME "CAPACITIES", MO DULE I: Large investment projects, 2009-2011.
[PRO-2012] ***, Proiect: "Sisteme Hibride de Conversie a Energiei Regenerabile de Mic ă Putere Integrate într-o Re țea
(MICROREN)", Proiect Tip 2, Contract: 36, Autoritate contractant ă:UEFISCDI, 2012-2015.
[REN21-2014] ***, "RENEWABLE S 2014-GLOBAL STATUS REPORT" http://www.ren21.net/
[Sim 2004] G. Simoes, F. Farret, „Renewable Energy System s – Design and Analysis with Induction Generator”, CRC
Press, 2004, ISBN 0-8493-2031-3
[Sin 2008] M.Singh, A.Chandra, "Power maximization and voltage sag/swell ride-through capability of PMSG based
variable speed wind energy conver sion system," IECON 2008. 34th Annua l Conference of IEEE Industrial
Electronics, 2008, 10-13 Nov. 2008 Page(s):2206–2211
[Spa 2005] O.Spatari, P.Ro șca, "Sisteme de achizi ție date", Ed.ULBS 2005.
[Ște 2003] C. Ștefănescu, N.Cupcea, "Electronic ă Aplicat ă
– Sisteme inteligente hardware-software de m ăsurare și
control" , Bucure ști 2003.
[Tho 2009b] J.S.Thongam, P.Bouchard, H.Ezzaidi, M.Ouhr ouche, "Wind speed sensorless maximum power point
tracking control of variable speed wi nd energy conversion sy stems", 2009. IEMDC '09. IEEE International Electric
Machines and Drives Conference, 3-6 May 2009 Page(s)1832–1837
[Thr 2007] R.Thresher, M.Robinson, P.Veers, "To Capture the Wi nd. The status and future of wind energy technology",
IEEE Power and Energy Magazine, vol. 5, no. 6, pp. 34-46, No vember/December 2007.
[TPA-2013] ***, "Wind Energy and othe r renewable energy sources in Ro mania 2013", TPA Horwath România and
Schoenherr, Bucharest, Ma y, 2013, 3-rd edition, PDF, http:/ /www.wall-street.ro /files/149896-446.pdf,
12.12.2014.
[Tut 2014] L.N.Tutelea, I.Boldea, N.Muntean, S.I.Deaconu, "Modeling and performance of novel scheme dual winding
cage rotor variable speed induction ge nerator with DC link power delivery," Energy Conversion Congress and
Exposition (ECCE), 2014 IEEE , vol., no., pp.271,278, 14-18 Sept. 2014
[Wan 2005] D.Wang, W.Ma, F.Xiao, B.Zhang, D.Liu, A.Hu, “A novel standalone dual stator-winding induction generator
with static excitation regulation,” IEEE Trans. Energy Convers., vol. 20, no. 4, pp. 826–835, Dec.2005.
[Yin 2009] Ying-Yi Hong, Shiue-Der Lu, Ching-Sheng Chiou, "MPPT for PM wind generator using gradient
approximation", Energy Conversion and Management 50 (2009) 82–89.
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Ing. RADU BORACI [618131] (ID: 618131)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.