1

RAPORT ŞTIINŢIFIC ŞI TEHNIC

PROIECT PCCA NR. 36 / 2012 - ETAPA 2 – 2013 « Sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică

putere integrate într-o microreţea – MICROREN » Coordonator : Universitatea ‘Politehnica’ din Timişoara

REZUMAT

Raportul de faţă prezinta realizarile si rezultatele specifice etapei a doua, intitulata ”Proiectarea, realizarea si testarea componentelor microgridului”, ingloband cele sapte activitati tehnice prevazute (fiecare tratata intr-un capitol distinct).

Primul capitol descrie problematica proiectarii, realizarii si testarii paletelor si a rotorului turbinei de vant de mica putere cu pozitionarea specifica a mecanismului de protectie la supraturatie. Sunt analizate doua solutii: un sistem mecanic automat de protecţie a paletelor la supraturare cu blocarea/deblocarea paletelor în/din poziţia „drapel”, respectiv un sistem de frânare cu frână disc.

Al doilea capitol prezinta considerente asupra proiectarii, realizarii si testarii unor variante adecvate pentru turbine micro hidro integrabile in cadrul microgridului, detaliindu-se staţiunea pentru turbine hidraulice cu dublu flux MOB – 125. In cadrul activitatii urmatoare (capitolul trei) este descrisa proiectarea, realizarea si testarea generatoarelor de tip RBLDC si DSWA. Pentru metoda de proiectare elaborată, a fost conceput un algoritm de calcul implementat într-o aplicatie software. Proiectarea optimală a scos în evidenţă faptul că performanţele şi caracteristicile DSWA depind de numărul perechilor de poli. Încercările experimentale ale generatorului realizat (varianta excitaţiei distribuite, conform metodologiei de proiectare propuse, cu excitaţia în ambele înfăşurări statorice) au condus la enunţarea unor concluzii pe baza rezultatelor obţinute pentru regimul nominal de funcţionare.

Capitolul 4 descrie proiectarea, realizarea si testarea generatoarelor de tip AF-PMS. Astfel, a fost realizata proiectarea analitică a micro-aerogeneratorului cu magneti permanenti si flux axial, respectiv analiza numerică de câmp magnetic aferenta.

Capitolul cinci prezinta activitatea de proiectare, realizare si testare a sistemului de panouri fotovoltaice. In cadrul acestui capitol sunt punctate componentele sistemului, modul de functionare, precum si structura unui sistem solar off-grid 3KWp.

In capitolul sase este descrisa proiectarea, realizarea si testarea convertoarelor multi input hibride. Doua tipuri de convertoare au fost luate in considerare: convertoare “dual input” buck hibrid cu bobine şi condensatoare comutate, respectiv convertoare DC-DC cu raport mare de transformare si circulatie bidirectionala de putere, prezentandu-se rezultatele obtinute prin simulare, respectiv experimental.

Ultimul capitol trateaza problematica proiectarii si implementarii structurii hardware a sistemului de monitorizare si conducere. Sunt prezentate echipamentele hardware necesare, schema de principiu a sistemului hardware de conducere, respectiv schema bloc a structurii hardware pentru modelul experimental de laborator AAE-DSWIG.

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

2

DESCRIERE ŞTIINŢIFICĂ ŞI TEHNICĂ

1.Proiectarea, realizarea si testarea paletelor si a rotorului turbinei de vant de mica putere cu pozitionarea specifica a mecanismului de protectie la supraturatie. 1.1. Realizarea paletelor din PAFS

Pentru realizarea paletelor necesare turbinelor pentru captarea energiei eoliene firma Clagi (colaboratoare în acest proiect) a implementat dezvoltarea tehnologiilor de realizare a modelelor pentru matriţele, (fig. 1.1) pieselor din Poliester Armat cu Fibră de Sticlă (PAFS) [1.1,1.2] cu o maşină de frezat in 5 axe pentru o reproducere cât mai bună a geometriei paletelor, piesele fiind proiectate intr-un mediu de proiectare cu înaltă rezoluţie CATIA.. Transformarea modelului 3D cu profile NACA [1.5] în model fizic s-a realizat cu ajutorul maşinii de frezat cu comandă numerică în 5 axe, utilizand softul CATIA CAD-CAM.

Fig. 1.1. Cele două componente ale matriţei.

Din punct de vedere al rezistenţei mecanice paleta rezistă solicitărilor din exploatare dacă grosimea materialului (răşină+fibră de sticlă) este de 3...5 mm. Aceasta înseamnă că miezul paletei este gol. S-a optat pentru un miez uşor din spumă poliuretanică dură care se injectează în stare fluidă. Miezul din spumă are in interiorul sau cablul pentru împământare adus de la extremitatea periferică a palei până la partea de lagătură cu rotorul . Pentru realizarea paletei se foloseste tehnologia de Vacuum-RTM. In matriţa pentru moment deschisă se introduce miezul din spumă dură invelit cu straturile necesare de fibră de sticlă, se inchide matriţa si se injectează răşina concomitent cu crearea de vacuum în interstitiul matriţei, fapt ce va favoriza copierea fidelă a formei matriţei si o foarte bună împregnare a fibrelor de sticlă.

1.2. Aspecte generale privind realizarea rotorului cu mecanismul de protecţie la supraturare

Mecanismul de protecţie la supraturare (fig. 1.2) are o structură complexă. Turbina nu contine reductor sau amplificator de turatie cea ce implică principiul “direct drive” adică turatia arborelui generatorului va avea turatia rotorului. Turatia rotorului va trebui sa fie în plaja de rotatii a generatorului. Unghiul de instalare al paletei βs trebuie mentinut la valorilor calculate pentru pozitia initială iar la turatii mai mari acesta să crească cu aprox 45 grade asta însemnând că paletetele să fie în drapel pe directia vântului. Mecanismul centrifugal produce modificarea unghiului de instalare βs sau „pich-ul” paletei în functie de turatia rotorului care este la rândul ei în functie de viteza vântului. Asupra paletei vor actiona doua momente de rotire a acesteia in jurul axei sale: un moment aerodinamic dat de forta aerului pe directia perpendiculară pe coarda paletei si de componenta pe axa y a fortei centrifuge a contragreutătilor.

. Fig. 1.2. Rotorul cu mecanism de protecţie la supraturare în realitate si rotorul desenat 3D

3

1.3. Sistem mecanic automat de protecţie a paletelor la supraturare cu blocarea/deblocarea paletelor în/din poziţia „drapel”

Dispozitivul de blocare-deblocare a mecanismului centrifugal de protecţie la supraturare se montează pe suportul (11) al mecanismului de frânare (fig. 1.3). Cuplarea mecanismului de blocare-deblocare cu a mecanismul centrifugal de protecţie la supraturare se face prin intermediul unei tije culisante (8) ce trece prin arborele generatorului până în zona rotorului turbinei (fig. 4) unde se leagă de flanşa suport tijă culisantă (8, fig. 1.4) a mecanismului centrifugal. În momentul când mecanismul centrifugal realizează cursa maximă de punere în drapel a paletelor rotorice, trage tija culisantă (9, fig.1.4 ) la care, în capătul celălalt, capul tijei culisante depăşind poziţia tachetului cu bolţul de blocare (2, fig. 1.3), sub acţiunea arcurilor (4, fig. 1.3), bolţul cu tachet cade şi blochează capul tijei culisante, menţinând astfel poziţia de drapel a mecanismului centrifugal.

A-A (partial cu vedere din subans. frana)

D

D

C-C (partial cu vedere)

B-B (partial cu vedere)

D-D (partial cu vedere)

C

C

B

B

2

34

1

9 7 68 5

12

101311

14

1. Electromotor frana2. Tachet cu bolt de blocare3. Cama4. Arc elicoidal5. Electromotor6. Cap tija culisanta7. Rulment oscilant

8. Tija culisanta9. Suport mecanism de blocare10.Disc frana11.Suport mecanism frana12.Scut generator13.Placa suport electromotor14.Etrier frana

Fig. 1.3. Dispozitiv de blocarea/deblocarea paletelor în/din poziţia „drapel”

Fig. 1.4. Mecanismul centrifugal de protecţie cuplat cu dispozitivul de blocare

Faza de deblocare a mecanismului centrifugal se face prin ridicarea bolţului (2, fig. 1.3). Această operaţie se produce prin rotirea cu minim 180° a camei (3) care ridică tachetul (2). Acţionarea camei se produce cu un electromotor (5) de curent continuu cuplat cu un reductor melc-roată melcată. Tija culisantă deblocată permite arcului (7, fig. 4) din mecanismul centrifugal să readucă paletele rotorice în poziţia de lucru, astfel încât turbina eoliană să poată funcţiona din nou în condiţii optime de lucru dacă viteza vântului este în limitele prescrise.

Acest sistem mecanic semiautomat oferă protecţie maximă agregatului eolian în caz că apar condiţii meteo extreme sau se produce o avarie pe partea electrică sau de automatizare electronică programată.

4

1.4. Sistem de frânare cu frână disc

S-au studiat şi analizat mai multe sisteme de frânare, fiecare având avantaje şi desavantaje în raport cu cerinţele. S-au conturat 2 soluţii: prima cu frână electromagnetică [1.4] şi a 2-a cu o frână cu disc acţionată electric. Prima variantă consumă mult curent şi nu poate atinge momentul maxim de frânare. A doua variantă îndeplineşte toate cerinţele cu condiţia de a fi alimentată separat. Bazat pe experienţa anterioară de la realizări în cadrul altor proiecte [1.3,1.4] la varianta 1 s-a produs o blocare a frânei. De aceea în acest caz s-a optat pentru varianta 2 de frână cu disc şi acţionare electrică alimentată separat. Alimentarea separată presupune existenţa unei surse sigure de tensiune (12 Vcc) care declanşează frânarea în caz că este comandată de la sistemul de automatizare sau în caz de avarie a sistemului de automatizare şi electric se dă o ultimă comandă de acţionare a frânei.

Vedere din B

1

2

3

4

5

6

7

8

9

B

A

AA-A (partial cu vedere)

10

1. Suport mecanism frana2. Tija suport filetata3. Disc de frana4. Butuc suport disc frana5. Arbore generator

6. Suport etrier7. Electromotor actionare frana8. Placute de frana9. Etrier10.Scut generator

Fig. 5. Sistem de frânare cu frână disc acţionată electric

Analizând mai multe sisteme de frânare cu disc şi acţionare electrică s-a ajuns la concluzia că cea mai eficientă şi sigură soluţie este cu adaptarea unei frâne cu disc de la autovehicule rutiere. Acestea sunt deja în dotarea multor tipuri de autoturisme şi şi-au dovedit eficienţa şi siguranţa în funcţionare. Singura problemă este că necesită un sistem de comandă special care să oprească alimentarea electromotorului la atingerea forţei maxime de frânare, lucru care la sistemul automat este implementat în softul calculatorului de bord. În cazul de faţă această problemă se rezolvă cu un sistem dedicat de automatizare. Adaptarea sistemului de frânare auto se face printr-un dispozitiv special conceput astfel încât să respecte condiţiile de montaj şi funcţionare ale frânei auto de parcare cu disc şi etrier. Partea mobilă (rotitoare) a dispozitivului, fig. 1.5 se compune din butucul suport pentru discul de frână, (4) montat pe capătul opus al arborelui generatorului faţă de rotorul turbinei eoliene şi discul de frână auto original, (3) fixat pe butuc cu aceleaşi tipuri de şuruburi ca cele de la roata maşinii.

Partea fixă a sistemului de frânare se sprijină pe un suport (1) de formă cilindrică centrat şi fixat pe piesa scut (10) a generatorului electric prin intermediul a 7 tije filetate (2). Celelalte piese din componenţa părţii fixe a sistemului de frânare sunt plăcuţele de frână (8), etrierul (9), electromotorul de acţionare a frânei (7) şi suportul etrier (6) prins cu şuruburi de cadrul suport (1). Întregul ansamblu se montează în limitele de toleranţă prescrise pentru sistemul original auto de frână de parcare.

În funcţionarea pe autoturisme sistemul de frână de parcare acţionat electric se autodeblochează prin intermediul acţionării hidraulice şi a elasticităţii cadrului suport. Adaptarea frânei pe arborele generatorului este mai rigidă şi lipsită de sistemul hidraulic de acţionare. Compensarea acestui neajuns se poate realiza prin umplerea cilindrului pistonaşului cu lichid de frână urmată de închiderea ermetică a racordurilor hidraulice. Acest aranjament a fost verificat în sensul că pistonaşul se retrage suficient sub acţiunea presiunii atmosferice. 2. Proiectarea, realizarea si testarea unor variante adecvate pentru turbine micro hidro.

Dezvoltarea unor sisteme performante de conversie a caracteristicelor curentului electric alternative mau condus la relaxarea condiţiilor privitoare la turaţiile nominale admisibile de funcţionare ale hidro-agregatelor conectate la sistemul electroenergetic in curenţi alternativi de frecvenţă constantă.

Configuraţia clasică a hidro-agregatelor formate dintr-o turbină hidraulică şi un generator electric permit, acum chiar mai adecvat, cuplarea directă a celor două maşini. Introducând invertoarele pe partea electrică se [poate admite practic orice turaţie nominală de funcţionare a hidro-agregatului, nu numai din treptele de turaţie

5

rezultate din numărul intreg de perechi de poli ai generatorului. Această nouă situaţie fac imperios necesară investigaţia turbinelor hidraulice, in ceea ce priveşte comportarea la diferite turaţii nominale de funcţionare. Cercetarea s-a focalizat asupra unor micro-turbine cu dublu flux. Astfel s-a trecut la proiectarea, realizarea şi testarea unei microturbine hidraulice cu dublu flux MOB – 125. Aici se poate incerca o turbină cu diametrul caracteristic al rotorului de 125 mm �n condiţiile funcţionării la căderi şi turaţii variabile.

Prin considerente de similitudine hidrodinamică se pot obţine optimizări in sensul găsirii randamentului maxim al turbinei.

Staţiunea pentru turbine hidraulice cu dublu flux MOB – 125 este reprezentată schematic in fig. 2.1. Se disting geometria circuitului hidraulic aparatura de măsurare şi posibilităţile de automatizare. Circuitul hidraulic a fost realizat, antrenarea cu turaţie variabilă a pompei de alimentare de asemenea şi dotarea staţiunii cu aparatură de măsurare.

Menţionăm echiparea cu traductorul de presiune –pentru măsurarea căderii turbine - HBM P8AP/10 bar-5V - conectat la milivoltmetrul MERATRONIC V640 şi tahometrul mecano-opto-electric ETS 1410. Pentru măsurarea cuplului mecanic se dispune de torsiometrul VIBRO-METER Tg-1/BP şi pentru debit se va asigura debitmetrul ultrasonic MICRONICS- Portaflow 300. Proiectarea micro-turbinei hidraulice cu dublu flux s-a făcut prin metoda expusă in lucrarea [1] pentru puterea de 0,5 < kW > şi s-a obţinut un rotor cu diametrul 0,125 < m >. Optimizarea energetică in raport cu diferite criterii se face cu următoarele relaţii : 0,00616579 TQ H= ⋅ pentru coeficienţii de debit k=0,1 şi de viteză kv1=0.9

348,9094781 Tn H= ⋅ turaţia specifică ns =100 < rot/\min >

320 Tn H= ⋅ pentru turaţia dublu unitară optimă n11=40 < rot/min >

Fig.2.1 Staţiunea pentru turbine hidraulice cu dublu flux MOB – 125 Rezultatele care se vor obţine permit valorificarea superioară a surselor micro-hidro-energetice regenerabile şi realizarea unei producţii mărite in reţelele de energie electrică.

6

3. Proiectarea, realizarea si testarea generatoarelor de tip RBLDC si DSWA.

În cadrul proiectului Micro reţele integrate hibride de mică putere cu surse regenerabile de energie se integrează în acelaşi sistem trei surse de energie regenerabilă : energia eoliană, energia hidraulică a apei şi energia fotovoltaică. Generatoarele electrice proiectate de colectivul nostru în faza 1 a proiectului, unul de tip sincron reactiv multifazat fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC) şi unul asincron cu două înfăşurări statorice (DSWA) se vor utiliza pentru conversia energiei eoliene şi a energiei hidraulice. Ele pot funcţiona atât conectate la reţea cât şi în regim insular autonom.

Rezultatele obţinute în urma proiectării preliminare au fost utilizate pentru validarea cu element finit a parametrilor şi caracteristicilor, pentru proiectarea optimală şi pentru execuţia celor două generatoare electrice. În metodologia de proiectare s-a luat în considerare saturaţia şi efectul pelicular. Datele obţinute în urma calculului de proiectare vor fi folosite pentru dimensionarea convertoarelor statice aferente acestor generatoare şi a bateriei de condensatoare a DSWA.

În vederea îndeplinirii cerinţelor din faza 2 a proiectului (Realizarea componentelor micro reţelei, testarea individuală şi integrarea acestora în standul experimental) au fost identificate următoarele etape de parcurs:

• proiectarea optimală a generatorului electric de inducţie cu două înfăşurări (DSWA); • validarea cu element finit 2D a parametrilor şi caracteristicilor DSWA şi RBLDC; • elaborarea proiectului de execuţie pentru modelele experimentale DSWA şi RBLDC; • realizarea modelelor experimentale ale DSWA şi RBLDC; • realizarea standului de probă a DSWA şi RBLDC în laboratorul de încercări al coordonatorului de

proiect; • realizarea încercărilor pentru determinarea parametrilor de regim staţionar pentru DSWA; • proiectarea strategiei de control pentru DSWA; • simularea funcţionării în regim de generator autoexcitat şi de generator condus prin convertor

controlat a DSWA; • compararea rezultatelor obţinute prin simulare cu cele obţinute experimental. Pentru simplitate constructivă trebuie luată în considerare soluţia de cuplare directă între generatoare şi

turbine cu dezavantajul de a fi necesare cupluri ridicate la arbore. Tipurile de generatoare alese sunt relativ noi, foarte puţin analizate dar cu perspectivă de utilizare pentru aceste aplicaţii. Generatorul de inducţie cu două înfăşurări are o greutate şi un volum mai mare decât generatorul de inducţie clasic în cazul general, dar în cazul turaţiei şi sarcinii variabile întâlnite la antrenarea cu turbină eoliană, randamentul şi costul total maşină şi convertor static este mai bun pentru DSWA. Domeniul în care viteza de rotaţie poate să varieze depinde şi de valoarea capacităţii bateriei de condensatoare. Proiectarea optimală a scos în evidenţă faptul că performanţele şi caracteristicile DSWA depind de numărul perechilor de poli. Utilizarea DSWA poate reduce puterea aparentă a invertorului (redresorului activ) cu 43% până la 28% (la 8, respectiv, 24 poli), atunci când convertizorul este plasat în serie cu înfăşurarea de excitaţie. Reducerea de putere aparentă a convertorului de putere este mai mică atunci când numărul de poli este în creştere, deoarece invertorul trebuie să transfere o putere reactivă tot mai mare. Avantajul acestei scheme este practic eliminat în cazul în care se foloseşte un redresor necomandat la puterea nominală şi este nevoie în plus şi de un convertor curent continuu-curent continuu ridicător de tensiune. Pentru cazul în care convertorul este plasat în înfăşurarea principală reducerea puterii aparente a acestuia este mai mică decât în cazul precedent (19% până la 30.6%), valorile mai mari obţinându-se la maşinile cu număr mai mare de poli. În acest caz nu mai este nevoie de un al doilea convertor în înfăşurarea de excitaţie, ci doar de o baterie de condensatoare plasată în înfăşurarea de excitaţie.

Fig. 3.1 Randamentul şi factorul de putere în funcţie Fig. 3. 2 Curentul statoric în funcţie de puterea electrică debitată de DSWA cu 8 poli. de cuplul DSWA cu 8 poli.

-18 -14 -10 -6 -2 00

10

20

30

40

50

60

Output power (kW)

Cur

rent

(A)

7

Pentru a obţine un control adecvat s-a realizat un model matematic al DSWA ţinând cont de saturaţie cu considerarea inductanţelor de magnetizare din regim staţionar şi din regim tranzitoriu. Alegând un timp de simulare mai îndelungat s-au putut neglija fenomenele tranzitorii rapide de unde a rezultat şi o simplificare a modelului. Rezultatele obţinute în simulare sunt destul de precise chiar dacă s-a renunţat la utilizarea inductanţei de magnetizare tranzitorii, deoarece amplitudinea curentului de magnetizare este destul de constantă în comparaţie cu cele ale armonicelor fundamentale ale curenţilor şi tensiunilor. Simulările dinamice au confirmat faptul că generatorul se autoexcită şi funcţionează la sarcină nominală atât în varianta fără convertor static conectat în înfăşurarea principală cât şi cu convertor comandat (figurile 3.3 şi 3.4). Convertorul comandat îşi dovedeşte eficienţa prin extragerea puterii active maxime, la o viteză dată a vântului. Prin aceasta se justifică utilizarea DSWA în centrale eoliene sau hidroelectrice de mică putere cu viteză variabilă de funcţionare, fără mecanisme amplificatoare intermediare şi cu turbine cu poziţie fixă a palelor rotorice.

Fig. 3.3 Tensiunile de fază în înfăşurarea principală şi înfăşurarea de excitaţie, curenţii în înfăşurarea principală

şi înfăşurarea de excitaţie şi cuplul pentru cazul maşinii autoexcitate.

Sistemele de conversie a energiei bazate pe maşina RBLDC cu rotor ALA sunt o alternativă viabilă (un randament de 75 % la 190 Nm , 200 rpm, 3kW şi 3.5 Nm/kg) pentru aplicaţii de viteză redusă ce necesită cuplu mare, cum ar fi generatoarele eoliene. Se mai subliniază ca şi avantaje : costul redus, simplitatea controlului ce provine din asemănarea cu MCC şi fiabilitatea ridicată datorată numărului mare de faze.

Fig. 3.4 Tensiunile şi curenţii de fază în înfăşurarea principală pentru DSWA cu convertor controlat.

Pe baza datelor de proiectare s-a realizat modelul experimental al DSWA, standul de probă în laborator şi au început determinările experimentale (figura 3.5).

8

Fig. 3.5 Generatorul DSWA (stânga) cuplat pe stand cu motorul de antrenare (dreapta)

Proiectarea generatorului de tip DSWAG:

În raportul ştiinţific şi tehnic al etapei I a proiectului a fost prezentată o metodă pragmatică originală de proiectare a generatoarelor de inducţie duale având acelaşi număr de perechi de poli pentru ambele înfăşurări statorice, generatoare obtenabile prin transformări constructive minimale din motoare de inducţie cu rotorul în scurtcircuit având o putere apropiată de a generatorului de obţinut, aceeaşi turaţie nominală, acelaşi circuit magnetic şi acelaşi rotor, existente în fabricaţia curentă - "motor de referinţă" (MRF).

Pentru metoda de proiectare elaborată, a fost stabilit un algoritm de calcul implementat într-un program de proiectare asistată de calculator în limbaj MATLAB.

Fig.3.6. Organigrama programului de calcul

de dimensionare a DSWAG

Algoritmul are trei părţi principale:

(a). Algoritmul de calcul al parametrilor "maşinii de referinţă" (MRF)

valorile parametrilor R1, X1, R2', X2', Rm, Xm, rezultând din încercările în gol şi în scurtcircuit (STAS 7246/5-74) pentru regim nominal; Rm, Xm pot fi determinate şi pe cale analitică aşa cum se prezintă în studiul extins.

valorile parametrilor R1, X1, R2', X2', Rm, Xm, pentru regim diferit de cel nominal.

numărul de spire wMRF şi diametrul dMRF al spirelor înfăşurărilor MRF din buletinul de încercări uzinale ;

curentul admisibil de sarcină permanentă (IMRF)admis la tensiune şi frecvenţă nominală a MRF;

(b). Algoritmul de calcul al parametrilor al generatorului DSWAG din cei ai "maşinii de referinţă" (MRF) pentru condiţii nominale în două variante.

Calculul curenţilor (Iw1,N)DSWAG, (Iw2,N)DSWAG şi al curentului total în crestătura statorică (IΣ)DSWAG în cazul realizării integrale a curentului demagnetizare nominal cu ajutorul înfăşurării statorice de excitaţie w2

Calculul curenţilor (Iw1,N)DSWAG, (Iw2,N)DSWAG şi al curentului total în crestătura statorică (IΣ)DSWAG în cazul realizării excitaţiei cu ambele înfăşurări statorice w1 şi w2 ale generatorului dual

Organigrama programului de calcul de dimensionare a DSWIG este prezentată în Fig.3.6. Datele rezultate în urma proiectării, conform metodei pragmatice elaborate, a generatorului dual DSWAG ce urmează a fi confecţionat la SA BEGAElectromotor Timişoara.

9

(c). Algoritmul de calcul al parametrii şi mărimi ale generatorului DSWAG pentru cele două variante de la punctul (b):

pierderile în DSWAG - pierderi în fier, pierderi în cuprul înfăşurărilor, pierderi mecanice, pierderi suplimentare

randamentul DSWAG (d). Algoritmul de calcul al caracteristicilor ale generatorului DSWAG pentru regimuri de funcţionare a unor sisteme electrogene neconvenţionale uzuale.

Calculul caracteristicilor DSWAG în cazurile UDSWAG = const., fDSWAG = const. Calculul caracteristicilor DSWAG în cazurile nDSWAG = const., UDSWAG = const. Calculul caracteristicilor DSWAG în cazurile nDSWAG = var., UDSWAG = var.

Testarea generatorului realizat: Încercările experimentale ale generatorului realizat (varianta excitaţiei distribuite, conform metodologiei de

proiectare propuse, cu excitaţia în ambele înfăşurări statorice) au condus la următoarele rezultate pentru regimul nominal de funcţionare:

Iw1 = 1.304 A - curentul din înfăşurarea w1 Iw2 = 5.65 A - curentul din înfăşurarea w2 Pn MRF = 2200 W - putere activa maximă nominală a MRF (motorul din care a fost confecţionat DSWAG) Pn,DSWAG = 3898.4941 W - puterea activă maximă nominală a DSWAG KDSWIG/MRF = Pnd/Pn = 1.772 - raportul dintre puterile nominale ale DSWAG şi MRF Concluzie: Raportul KDSWIG/MRF = 1.772 indică faptul că puterea electrică nominală a DSWAG este sensibil

mai mare decât puterea mecanică nominală a MRF. 4. Proiectarea, realizarea si testarea generatoarelor de tip AF-PMS.

Proiectarea vizează microcentrală eoliană pentru cu o putere instalată de până la 3 kW. In demersul de

proiectare s-au luat in considerare ambele aspecte: cel al costului si cel al eficientei. In ceea ce priveste statoarele cu crestaturi acestea maresc amplitudea inductiei datorita intrefierului redus.

Din acest motiv rezulta un consum mai mic de magneti permanenti, ceea ce duce implicit la scaderea pretului de fabricatie. Pierderile in cupru sunt mai scazute decat cele din masina cu stator fara crestaturi. Pe de alta parte utilizarea masinilor cu crestaturi duce la cresterea cuplului de detenta (de dantură) si a continutului de armonici din tensiunea electromotoare indusa. Din acest motiv s-au luat in calcul ambele variante constructive.

In cazul in care se folosesc statoare cu crestaturi si infasurari concentrate, se pot construi infasurari prefabricate, ce pot fi inserate in jurul dintilor, iar costul se reduce. Mai mult, spatiul utilizat de capetele de bobina este mai mic, iar pierderile Joule sunt mai scazute. Totusi trebuie luate în considerare armonicile spatiale de câmp din întrefier. Pentru a diminua cuplul de detenta, s-a utilizat structura cu un numar mai mare de poli.

În urma calculelor analitice, s-a adoptat topologia cu 8 perechi de poli si 12 crestaturi, care s-a studiat, atat din punct de vedere analitic, cat si prin analiza numerica de câmp.

Se are in vedere proiectarea masinii cu magneti permanenti cu flux axial in structura bilaterala cu rotor interior. Se urmareste proiectarea unui micro-aerogenerator cu un continut redus de armonici spatiale de câmp si cu un cuplu de detenta cat mai mic, datorita și vitezei joase de rotatie. Demersul de proiectare porneste de la o masina cu magneti permanenti de viteza joasa care sa lucreze la frecventa de 50 Hz cu acționare directă. Motivul folosirii a doua statoare exterioare este acela ca fixarea ansamblului este mai usoara si întreaga construcție este mai robustă. De asemenea, incarcarea axiala a rulmentilor este mai mica ceea ce duce la marirea duratei de viata a acestora.

Se propune o metoda analitica pentru a diminua cuplul de detenta din faza de proiectare și se dezvoltă un model 3D în elemente finite pentru analiza numerică de câmp cu scopul validării rezultatelor obtinute prin proiectarea analitica. Proiectarea analitică a micro-aerogeneratorului cu magneți permanenți si flux axial:

10

Analiza numerică de câmp magnetic: Analiza numerică 3D de cîmp utilizând metoda elementelor finite s-a efectuat in mediul informatic Jmag

Studio prin: - Simulari la mers in gol - Simulari in sarcina rezistiva Geometria completa a micro-aerogeneratorului analizat este prezentata in Fig. 4.1.

Fig. 4.1. (a) Structura completa a micro-aerogeneratorului analizat ; (b) Magnetii permanenti cu directie de

magnetizare axiala ; (c) Bobinele statorice.

Magnetii folositi in simulări sunt de tip Nd-Fe-B 42SH cu magnetizare axiala. In ceea ce priveste bobinele statorice, acestea sunt in numar de 12 si este prevazut sa fie fixate de discul statoric cu ajutorul rasinii epoxidice. Statorul este fara crestaturi. Bobinele au 2500 de spire/faza si o rezistenta de 12 ohm.

Simulările la mers in gol au fost efectuate pentru a evidenția performanțele aerogeneratorului. Viteza este de 200 rpm. La simulările de mers in sarcina, rezistenta înfășurării statorice este 158 Ohm/faza. Cu masina functionand la 200 rot/min, valoarea t.e.m. induse este de 364 V/faza, la mers in gol si 300 V/faza, la mers in sarcina.

Fig. 4.2. (a) T.e.m. indusa la funcționarea in gol (a), respectiv in sarcina (b), a micro-

aerogeneratorului analizat.

Fig 4.3. Distribuția fluxul la mers in gol Fig. 4.4. Inductia electromagnetica

Forma de undă a fluxului magnetic în aerogenerator, la mersul în gol, este prezentată in Fig. 4.3. Se observă că valoarea fluxului este de aproximativ 2.5 Wb.

Distribuția inductiei magnetice în structura aerogeneratorului este redată in Fig. 4.4. Nu sunt evidențiate zone cu saturație magnetică pronunțată.

11

5. Proiectarea, realizarea si testarea sistemului de panouri fotovoltaice.

Una dintre componentele microgridului o constituie sistemului fotovoltaic, luându-se în considerare un

sistem fotovoltaic OFF-GRID 3KWp Componentele sistemului:

• Module PV: 12 x 245 Wp • Cofret protectii • Controler incarcare acumulator: 3.5 KW • Invertor :4.5 KW • Acumulator: 400 Ah / 48V, cu ciclu adanc de descarcare • Unitate de monitorizare

Mod de functionare:

Ansamblul de panouri PV capteaza razele solare si le transforma in energie electrica. Aceasta energie este colectata de un incarcator si trimisa catre grupul de acumulatori. De la acumulatori, energia este preluata de catre invertor, care transforma curentul din continuu in alternativ si ridica tensiunea de la 48V la 230V, cat este necesar pentru consumatorii monofazati. Invertorul are posbilitatea de a alimenta consumatorii din trei surse:

- din acumulatorii sistemului fotovoltaic, in mod normal; - din reteaua electrica, in cazul in care sistemul fotovoltaic nu ofera suficienta energie pentru a sustine

consumul solicitat; - dintr-un grup generator, ca rezerva, in cazul in care nu sunt disponibile ca surse de energie nici

acumulatorii, nici reteaua electrica; Sistemul de monitorizare Conext ComBom, ofera date complete despre starea sistemului in orice moment, atat local, cat si la distanta, prin intermediul internetului. Aplicabilitate:

• Aplicatii rezindentiale • Aplicatii comerciale mici • Case de vacanta • Cabane • Locuinte izolate • Relee de telecomunicatii

Fig 5.1 Detaliu montare panouri fotovoltaice

Fig.5.2 Detaliu amplasare panouri fotovoltaice

12

Fig. 5.3 Sistem fotovoltaic OFF-GRID 3KWp

13

6. Proiectarea, realizarea si testarea convertoarelor multi input hibride. 6.1. Convertorul “dual input” buck hibrid cu bobine şi condensatoare commutate

6.1.1. Principiul de funcţionare. Stările convertorului Convertorul buck hibrid cu bobine şi condensatoare comutate (Hybrid Buck LC Converter – HBLC)

prezentat în figura 6.1, face parte din categoria convertoarelor de curent continuu cu mai multe intrări (multi-input dc-dc converters). El conţine o celulă cu bobine comutate în partea de sus şi una cu condesatoare comutate în partea de jos. Avantajele utilizării acestor celule au fost prezentate în literatura de specialitate. HBLC poate transfera la ieşire energie dintr-o sursă de la intrare (oricare dintre ele) sau din amândouă, în funcţie de starea tranzistoarelor S1 şi S2. Semnalele de comandă ale celor două tranzistoare pot fi sincronizate pe momentul deschiderii sau al blocării, dar de obicei sincronizarea se face la intrarea în conducţie.

Fig. 6.1. Convertor HBLC.

În timpul funcţionării convertorul se află întotdeauna într-una din cele patru stări posibile prezentate în

Tab.6.1. Tab. 6.1. Starile convertorului.

Starea I Starea II Starea III Starea IV S1 1 0 1 0 S2 0 1 1 0 vL1 ½(V1-V0) VC-V0 ½(V1+VC-

V0) -V0

vL2 V2-2VC V2-VC V2-VC V2-2VC 6.1.2. Rezultate de simulare şi experimentale. Fig. 6.2 prezintă principalele forme de undă care demonstrază funcţionarea corectă a convertorului,

obţinute prin simulare şi experimental. d1=70% d2=25%

14

Fig. 6.2. Rezultate de simulare (stânga) şi experimentale (dreapta).

Convertorul poate fi implementat pentru mixarea a două surse de energie (ex. fotovoltaică şi eoliană) în

componenţa unui sistem de conversie cu funcţionare independentă sau conectat la reţea (Fig. 6.3).

Fig. 6.3. Integrarea convertorului într-un sisntem mixt de conversie a energiei.

6.2. Convertoare DC-DC cu raport mare de transformare si circulatie bidirectionala de putere Schema electrică a topologiei ce urmează a fi analizată, este prezentată în Fig.6.4, urmând ca aceasta să fie tratată amănuntit analitic, în functie de modul de operare, si prin simulare.

Fig. 6.4. Convertor Bidirectional DC-DC

Scopul acestei simulări a convertorului în modul de functionare Buck este, confirmarea faptului că acest

convertor poate functiona ca si convertor coborâtor, realizând functia de încărcare a bateriilor de acumulatori. Parametrii de functionare sunt enumerati în continuare:

‐ Tensiunea de intrare - 600 V; ‐ Tensiunea de iesire - 50 V; ‐ Puterea vehiculată - 2 KW;

La o scurtă analiză a curentilor obtinuti la simularea convertorului bidirectional obtinuti la reversarea acestuia printr-un regulator cu histereză se poate observa ca formele de undă ale acestora sunt multumitoare reflectând o viteză de reactie mare contrastând cu lipsa variatiilor si oscilatiilor. Cei doi curenti reprezentati sunt caracteristici bobinelor L0 si L1. Această metodă prezintă de asemenea avantajul simplităţii, în favoarea multor altora cu rezultate mai modeste si de o complexitate mai mare. Se observă însă că bobina L0 a fost mărită la o valoare de 2.5mH.

15

Fig 6.5 . Schema de simulare a convertorului.

Fig. 6.6. Formele de undă pentru curenti la convertorul bidirectional

7. Proiectarea si implementarea structurii HARD a sistemului de monitorizare si conducere. 7.1. Echipamentele hardware

Echipamentul hardware pentru conducerea si monitorizarea sistemului solar-eolian, este constituit din totalitatea modulelor hardware necesare conducerii si monitorizarii in timp real, fiind bazat pe un PLC din familia SIMATIC S7-300 si din elemente specifice de conectica si interfatare. [7.1] Structura echipatului utilizat este:

• Unitate centrala S7-315 • Modul intrari numerice cu 32 de canale • Modul iesiri numerice cu 16 canale • Modul intrari analogice cu 8 canale • Modul iesiri analogice cu 4 canale • Modul de comunicatie Ethernet. • Accesorii.

Arhitectura aleasa asigura conducerea locata a sistemuluil eolian-solar, precum si comunicatia cu nivelul ierarhic superior de supervizare a elementelor componente ale ansamblului. Prin intermediul unui sistem supervisor de tip SCADA, intreg sistemul este tinut sub control asigurandu-se astfel o functionare corecta a ansamblului. In figura 7.1. este prezentata schema de principiu a sistemului hardware de conducere. Rolul sistemului de conducere si monitorizare implementat cu ajutorul unui PLC Simatic S7-315 este acela de a asigura conducerea optima a intregului ansamblu, asigurandu-se astfel o eficienta maxima din punct de vedere al energiei generate. Sistemul este echipat cu doua elemente de introducere/extragere de date constituite dintr-un touchpanel local si un sistem SCADA aflat la distanta, comunicatia intre acesta si sistemul de conducere realizandu-se prin intermediul internetului.

16

Fig. 7.1. Schema de principiu a sistemului hardware de conducere.

Echipamentele hardware utilizate sunt din familia Simatic produse de firma SIEMENS [7.2].

Structura echipamentului este prezentata in tabelul 7.1. Nr. Crt.

Echipament Destinatie

1 Unitate centrala de prelucrare – PLC de tip Simatic S7-315

Asigura rularea programelor de monitorizare si control fiind „creierul” intregului sistem

2 Modul de intrari numerice DI32 SM 321

Asigura interfatarea PLC-ului cu elementele logice de tip ON-OFF din sistem (butoane de comanda, senzori logici etc.)

3 Modul de iesiri numerice de tip releu DO16 SM 322

Asigura interfatarea PLC-ului cu elementele de executie de tip ON-OFF (relee de comanda etc.)

4 Modul de intrari analogice AI8 SM331 Prin intermediul acestui modul se asigura achizitia marimilor analogice necesare conducerii sistemului (curenti, tensiuni)

5 Modul de iesiri analogice AO4 SM 332 Este utilizat pentru comanda elementelor de executie care necesita marimi analogice de comanda (convertorul HBLC)

6 Modul counter FM350 Utilizat pentru masurarea vitezei vantului prin preluarea informatiilor de la anemometru, respectiv pentru masurarea turatiei generatorului electric conectat la turbina de vant.

7 Modul de comunicatie TCP/IP CP343 Utilizat la comunicatia cu sistemul SCADA 8 Touchpanel TP177B Este conectat local, aflandu-se in aceasi locatie cu

PLC-ul. Prin intermediul lui se pot da comenzi catre sistem (de ex. Start/Stop), respectiv se pot vizualiza datele de functionare ale ansamblului precum si schimba parametrii de functionare

9 Sistem SCADA Se afla la distanta de locatia unde se afla sistemul de conducere avand aceleasi functii de baza ca si touchpanelul.

17

Prin structura hardware aleasa, cu doua elemente de vizualizare si comanda, sistemul de conducere poate fi controlat local (din touch panel) sau de pa distanta (prin sistemul SCADA). In plus fata de sistemul local, sistemul SCADA este destinat si crearii de arhive legate de functionarea in timp a intregului ansamblu. Functionarea intregului ansamblu este asigurata prin elaborarea unui software de conducere si monitorizare implementat in limbajul STEP7 specific PLC-urilor din familia Simatic S7. Prin intermediul acestuia se asigura functionarea optima a intregului ansamblu astfel incat energia electrica obtinuta sa fie maxima in conditiile de functionare (de ex. viteza vant) existente.

7.2 Structura hard a sistemului de monitorizare şi conducere a agregatelor aeroelectrice echipate cu

generatoare de inducţie cu două înfăşurări statorice Structura hardware a sistemului de monitorizare şi conducere a agregatelor aeroelectrice echipate cu

generatoare de inducţie cu două înfăşurări statorice (AAE-DSWIG) este testată pe un model experimental de laborator având schema bloc din Fig.7.2 mai jos.

Fig.7.2. Schema bloc a structurii hardware a modelului experimental de laborator AAE-DSWIG.

Sistemul este compus din următoarele componente: emulatorul turbinei de vânt cu motor asincron (MA), care permite generarea unui cuplu de antrenare al

DSWIG conform caracteristicilor tipului de turbină de vânt utilizată în AAE şi a profilului de vânt simulat;

• generatorul de inducţie cu două înfăşurări statorice (DSWIG) cuplat direct la arborele turbinei; • convertorul ac-ac static electronic de putere de interfaţare generator şi reţea / consumatori izolaţi; • sistemul de excitaţie a DSWIG cu mai multe variante de implementare pentru componenta de excitaţie

din înfăşurarea statorică w1 ; • sistemul de monitorizare şi conducere a AAE-DSWIG este prevăzut cu un sistem de achiziţie şi

prelucrare a datelor (valori instantanee şi mediate) pentru : mărimile electrice şi mecanice ale turbinei, mărimile electrice ale DSWIG, mărimile electrice ale convertorului ac-ac şi a sarcinii).

• sistemul de control are rolul de a asigura implementarea algoritmilor de conducere a AAE-DSWIG în diferitele regimuri de funcţionare.

18

Structura hardware a AAE-DSWIG cu detaliile privind modul de interconectare a sistemului de achiziţie şi de conducere este prezentată în Fig.7.3.

Fig. 7.3. Structura hardware a AAE-DSWIG cu detaliile privind modul de interconectare a sistemului de

achiziţie şi de conducere.

Algoritmii de conducere implementaţi asigură funcţionarea AAE-DSWIG în diferitele regimuri conform diagramei din Fig.7.4: regim de pornire (n<nSTART), regim de conducere optimală PWT = PWT OPT(n) în domeniul de turaţii (nSTART < n < nNOMINAL) , regim de limitare PWT = PMAX DSWIG(n, IDSWIG) în domeniul de turaţie (nNOMINAL < n < nMAXIM) , regim de frânare electrodinamică şi de frânare electromecanică în domeniul de turaţie (nMAXIM < n < nADMISIBIL) în cazul de depăşire a vitezei vântului maxim admisibil sau în cazul stării de avarie la diferitele nivele.

Fig.7.4. Caracteristicile PWT (v, n), PWT opt(n) şi punctele de pornire a şi de oprire d în regim de generare a energiei.

19

Structura hardware a sistemului de monitorizare şi conducere a agregatelor aeroelectrice echipate cu generatoare de inducţie cu două înfăşurări statorice (AAE-DSWIG) testată pe modelul experimental de laborator permite compararea şi stabilirea variantei optime de conducere.

In concluzie, de subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei curente au fost realizate integral. De asemenea au fost elaborate un numar de zece lucrari stiintifice (incluse in cadrul bibliografiei si marcate cu *).

Bibliografie:

[1.1] Bej, A., Turbine de vânt (Wind turbines), Editura Politehnica, Timişoara, 2003. [1.2] Gipe P., Wind turbine basics, Chelsea Green Publishing Company, Vermont, USA, 2009. [1.3] *** Deservirea energetică a unei comunităţi locale utilizând curenţii de aer, Proiect MAVA 3416/21-036/2007, Parteneriat UEFISCDI 2007-2010. [1.4] *** Improvement of the Structures and Efficiency of Small Horizontal Axis Wind Generators with Non-Regulated Blades, Grant RO-0018/2009. [1.5] Abbott I. H., Doenhoff A. E., - Theory of Wing Sections, Dover Publications, Inc., New York 1958. *[1.6] T. Milos, M. O. Popoviciu, I. Bordeasu, R. Badarau, A. Bej, D. Bordeasu, „The 3D Blade Surface Generation For Kaplan Turbines Using Analytical Methods And Cad Techniques”, Revista Hidraulica, No. 2/2013, ISSN 1453-7303, ISSN-L 1453-7303 [2.1] M. Bărglăzan, Turbine hidraulice şi transmisii hidrodinamice, Ed. Politehnica,Timişoara, 2000. [3.1] B. Brennen and A. Ahbondanti, “Static exciters for induction generator”, IEEE Trans. Ind. Applicat., vol.IA-13,pp.42, Sept./Oct. 1977.422-428 [3.2] J. M. Elders, J. T. Boys,and J. I. Woodward, “Self excited Induction machine as small low-cost generator”, Proc. Inst. Elect. Eng.,pt. C, vol 131, No. 2, pp.33-41, Mar.1984. [3.3] R. Bonert and S. Rajakarna, “Self-excited induction generator with excellent voltage and frequency control”, Proc, Inst. Elect., Eng.,, pp. 33-39, Jan. 1998. [3.4] Olorunfemi Ojo and Innocent Ewean Davidson, “PWM-VSI Inverter-Assisted Stand-Alone Dual Stator Winding Induction Generator”, IEEE Trans. on Ind. Appl.,vol.36, N0.6, Nov./Dec. 2000. [3.5] Nicolae Budişan, Problems of Induction generator systems, editura Politehnica, Timi,oara -2003. [3.6] I., J. Hunt, „A new type of induction motors”,J. IEE, vol 38, pp. 648-677, 1907. [3.7] Dong Wang, Weiming Ma, Fei Xiao, Botao Zhang, Dezhi Liu and An Hu, „A Novel Stand-Alone Dual Stator-Winding Induction Generator With Static Excitation Regulation”, IEEE Trans. On Energy Conv., vol. 20, No.4, Dec. 2005. [3.8] Yong Li, Yuwen Hu, Wenxin Huang, Lingshun Liu and Yong Zhang, „The Capacity Optimization for the Static Excitation Controller of the Dual-Stator-Winding Induction Generator Operating in a Wide Speed Range”, IEEE Trans. On Ind. Electronics, vol.56, No.2, Feb. 2009. [3.9] D. Hadiouche, H. Razik, A. Rezoug, „Modelling of Double Star Induction Motor for Space Vector PWM Control”, ICEM 2000, 28-30 Aug. 2000, Espoo Finland. [3.10] L.M. Piotrovski,; , "Electrical machines", State Energetics Publishing House, 1949, Leningrad-Moscow (Russian) [3.11] N.V. Vinogradov, F.A. Goriainov, P.S. Sergeev "Electrical machines design ", State Energetics Publishing House, 1950, Leningrad-Moscow, (Russian) *[3.12] I. Filip, I. Szeidert, O. Prostean, C. Vasar, "Analysis through Simulation of a Self-Tuning Control Structure for Dual Winded Induction Generator", 9th IEEE International Conference on Computational Cybernetics, ICCC, July 8-10, 2013, Tihany, Hungary, pp. 147-152 *[3.13] R. Boraci, I. Filip, N. Budisan, G. Prostean, I. Szeidert, "Contribution to the Split-Wound Dual-Stator High Speed Induction Generator Design", 11th International Conference on Applied Electromagnetics, PES, September 01-04, 2013, Nis, Serbia *[3.14] L. Tutelea,S. Deaconu, N. Budisan, I. Boldea, "Double Stator Winding Induction Generator for Wind and Hydro Applications: 2D-FEM Analysis and Optimal Design", 15th European Conference on Power Electronics and Application, EPE ECCE Europe, 3-5 September 2013, Lille, France [4.1] Aydin M., Huang S., Lipo T.A.: Axial Flux Permanent Magnet Disc Machines: A Review, SPEEDAM 2004, Capri, Italy. [4.2] Gieras, J.F., Wang R.-J., Kamper M.J., Axial Flux Permanent Magnet Brushless Machines, Springer Science, 2008.

20

[4.3] A. Parviainen, “Design of axial-flux permanent magnet low-speed machines and performance comparison between radial-flux and axial-flux machines”, Ph.D. Thesis, Lappeenranta University of Technology, Finland, 2005. [4.4] A.A. Pop, F. Gillon, M.M. Radulescu, “Modelling and permanent magnet shape optimization of an axial- flux machine”, Proc. International Conference on Electrical Machines – ICEM 2012, CD-ROM, 6pp. *[4.5] A.A. Pop, F. Jurca, C. Oprea, M. Chirca, S. Breban, M.M. Radulescu, “Axial-flux vs. radial-flux permanent-magnet synchronous generators for micro-wind turbine application”, Proc. 15th European Conference on Power Electronics and Applications – EPE ’13 ECCE Europe, CD-ROM, 10pp. [4.6] A. Mahmoudi, H.W. Ping, N.A. Rahim, "A comparison between the TORUS and AFIR axial-flux permanent-magnet machine using finite element analysis," Proc. IEEE International Electric Machines & Drives Conference – IEMDC 2011, pp.242-247. [4.7] Hanne Jussila et al., Concentrated-winding axial-flux permanent-magnet motor for industrial use, Proc. 19th Int. Conf. Electr. Mach. – ICEM 2010, Rome, Italy, 2010, CD-ROM, 5 pp. [4.8] A. Di Gerlando et al., Axial flux PM machines with concentrated armature windings: design analysis and test validation of wind energy generators, IEEE Trans. Ind. Electron., Vol. 58 (2011), No. 9, pp. 3795-3805. *[5.1] M. Babescu, C. Sorandaru, S. Musuroi, M. Svoboda, N.V. Olarescu, "An Approach on Mathematical Modeling of Photovoltaic Solar Panels", 8th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, SACI, May 23–25, 2013, Timisoara, Romania, pp. 239-243 *[5.2] O. Gana, C. Vasar, M. Babescu, A. Vartosu, "PV Control System Based On Short-Circuit Current", 8th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, SACI, May 23–25, 2013, Timisoara, Romania, pp. 387-390 *6.1] E. Guran, "High Efficiency Power Converters for Renewable Sources of Energy", 8th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, SACI, May 23–25, 2013, Timisoara, Romania, pp. 381-386 *[6.2] O. Pelan,N. Muntean, O. Cornea, F. Blaabjerg, "High Voltage Conversion Ratio, Switched C and L Cells, Step-down DC-DC Converter", Energy Conversion Congress and Exposition, September 15-19, 2013, Denver, Colorado, USA [7.1] B. Brennen and A. Ahbondanti, “Static exciters for induction generator”, IEEE Trans. Ind. Applicat., vol.IA-13,pp.42, Sept./Oct. 1977.422-428 [7.2] J. M. Elders, J. T. Boys,and J. I. Woodward, “Self excited Induction machine as small low-cost generator”, Proc. Inst. Elect. Eng.,pt. C, vol 131, No. 2, pp.33-41, Mar.1984. [7.3] R. Bonert and S. Rajakarna, “Self-excited induction generator with excellent voltage and frequency control”, Proc, Inst. Elect., Eng.,, pp. 33-39, Jan. 1998. [7.4] Olorunfemi Ojo and Innocent Ewean Davidson, “PWM-VSI Inverter-Assisted Stand-Alone Dual Stator Winding Induction Generator”, IEEE Trans. on Ind. Appl.,vol.36, N0.6, Nov./Dec. 2000. [7.5] Nicolae Budişan, Problems of Induction generator systems, editura Politehnica, Timi,oara -2003. [7.6] I., J. Hunt, „A new type of induction motors”,J. IEE, vol 38, pp. 648-677, 1907. [7.7] Dong Wang, Weiming Ma, Fei Xiao, Botao Zhang, Dezhi Liu and An Hu, „A Novel Stand-Alone Dual Stator-Winding Induction Generator With Static Excitation Regulation”, IEEE Trans. On Energy Conv., vol. 20, No.4, Dec. 2005. [7.8] Yong Li, Yuwen Hu, Wenxin Huang, Lingshun Liu and Yong Zhang, „The Capacity Optimization for the Static Excitation Controller of the Dual-Stator-Winding Induction Generator Operating in a Wide Speed Range”, IEEE Trans. On Ind. Electronics, vol.56, No.2, Feb. 2009. [7.9] D. Hadiouche, H. Razik, A. Rezoug, „Modelling of Double Star Induction Motor for Space Vector PWM Control”, ICEM 2000, 28-30 Aug. 2000, Espoo Finland. [7.10] L.M. Piotrovski,; , "Electrical machines", State Energetics Publishing House, 1949, Leningrad-Moscow (Russian) [7.11] N.V. Vinogradov, F.A. Goriainov, P.S. Sergeev "Electrical machines design ", State Energetics Publishing House, 1950, Leningrad-Moscow, (Russian) [7.12] Hans Berger, Automating with STEP 7 in STL and SCL, SIEMENS 2007 [7.12] ***, „SIMATIC S7-300 Module data. Manual” SIEMENS 2012 *[7.14] C. Koch-Ciobotaru, R. Boraci, O. Prostean, I. Szeidert, "Voltage Control in a Microgrid Using Demand Response", 8th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, SACI, May 23–25, 2013, Timisoara, Romania, pp. 233-237