1

RAPORT ŞTIINŢIFIC ŞI TEHNIC PROIECT PCCA NR. 36 / 2012 - ETAPA 3 – 2014

« Sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică putere integrate într-o microreţea – MICROREN » Coordonator : Universitatea Politehnica Timişoara

REZUMAT

Raportul de faţă prezintă realizările şi rezultatele specifice etapei a treia, intitulată ”Proiectarea, implementarea şi validarea strategiilor de conducere pentru componentele microgridului”, înglobănd cele patru activităţi tehnice prevăzute (fiecare tratată într-un capitol distinct).

Primul capitol dezvolta problemele proiectarii si realizării standurilor experimentale individuale pentru sistemul de conversie a energiei eoliene/hidro/solare, respectiv a microgridului hibrid: - stand integrand un generator de tip sincron reactiv multifazat fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC), respectiv un generator asincron cu două înfăşurări statorice (DSWA), ambele utilizabile atăt pentru conversia energiei eoliene, căt şi a energiei hidraulice; - stand destinat testării unui sistem mecanic automat de protecţie la supraturare a unui rotor eolian; - stand experimental realizat prin achiziţia unei microcentrale eoliene comerciale cu echipamentul aferent, destinat analizei funcţionării prototipului micro-aerogenerator electric cu magneţi permanenţi şi flux axial proiectat, precum şi pentru validarea tehnicilor de control MPPT şi DTC asociate acestuia; - stand pentru analiză experimentală a unor micro-turbine hidraulice, asigurănd facilităţi pentru modelarea şi simularea experimentală a unor variante adecvate energetic; - stand implementand o instalatie solara dotata cu panouri fotovoltatice.

Al doilea capitol prezintă dezvoltarea, simularea şi implementarea strategiei de control MPPT în cadrul schemei DTC (Direct Torque Control) fără senzori mecanici, pentru generatoarele de tip RF-IPMS şi AF-PM. Rezultatele obţinute prin simulare evidenţiază concordanţa foarte bună între puterea de ieşire a turbinei eoliene şi puterea activă debitată de micro-aerogeneratorul electric cu acţionare directă la arborele turbinei.

Capitolul trei are drept obiectiv identificarea parametrilor generatoarele realizate, utilizănd emulatoare de tip HIL. Partea hardware a emulatorului de turbine conţine o placă de control dSpace, un invertor de tensiune, o maşină de inducţie trifazată cu o transmisie, care este echivalentul turbinei, şi un generator sincron cu magneţi permanenţi cu o sarcină de descărcare. Controlul emulatorului a fost realizat în Matlab/Simulink şi rulează în timp real cu ajutorul plăcii dSpace. Sunt prezentate atăt rezultatele de simulare, căt şi experimentale, pentru o turbină eoliană, respectiv o turbină hidraulică. Capitolul patru trateaza proiectarea, simularea şi implementarea strategiilor de conducere locale ale componentelor microgridului. Este prezentat sistemul de conducere al unui agregat eolian, fiind descrisă structura acestuia, respectiv algoritmul de conducere proiectat ca un automat cu stări finite şi implementat pe un PLC SIMATIC folosind limbajul STEP 7. Sistemul de conducere în timp real al standului hidro este de tip ADwin, structura de conducere dispunănd de intrări I/O analogice şi digitale, un procesor local RISC cu DSP tip SHARC şi o memorie locală. Pentru standul sistemului de conversie a energiei atăt eoliene, căt şi hidro, dotat cu generator sincron (RBLDC), respectiv generator asincron (DSWA), s-a adoptat un sistem de conducere în cascadă având regulatoarele de curent plasate în interiorul buclei de turaţie. Implementarea hardware a sistemului de conducere s-a făcut utilizând microcontrolerul TMS320F28335 pentru maşina cu 5 faze şi invertor complet, respectiv pentru maşina cu 6 faze şi invertor cu număr redus de elemente. În final sunt prezentate strategiile de conducere adoptate pentru conducerea convertoarelor de putere integrate în cadrul microgridului.

In ultimul capitol sunt prezentate sintetic principalele rezultatele obtinute in aceasta etapa. Se precizează că toate obiectivele ştiintifice şi tehnice aferente activităţiilor etapei curente au

fost integral realizate. De asemenea, au fost elaborate un număr de 15 lucrări ştiinţifice (incluse în bibliografia prezentului raport).

2

DESCRIERE ŞTIINŢIFICĂ ŞI TEHNICĂ 1. Proiectarea, realizarea si punerea in functiune a standurilor experimentale individuale pentru sistemul de conversie a energiei eoliene/hidro/solare, respectiv a microgridului hibrid 1.1 Proiectarea, realizarea şi punerea în funcţiune a standului sistemului de conversie a energiei eoliene/hidro cu generator sincron (RBLDC), respectiv generator asincron (DSWA)

Generatoarele electrice originale proiectate şi realizate, unul de tip sincron reactiv multifazat fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC) şi unul asincron cu două înfăşurări statorice (DSWA) se vor utiliza atat pentru conversia energiei eoliene, cat si 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 a caracteristicilor, pentru proiectarea optimală, controlul şi execuţia celor două generatoare electrice, care au fost integrate în standuri experimentale şi supuse unor teste de regim staţionar şi de regim dinamic. În metodologia de proiectare s-au luat în considerare saturaţia şi efectul pelicular.

În vederea îndeplinirii cerinţelor acestei etape, au fost identificate etapele de parcurs din care au rezultat următoarele acţiuni: • realizarea modelului experimental al maşinii RBLDC; • propunerea unei metode optimale originale de determinare a parametrilor de regim staţionar şi dinamic ai

DSWA din probele standard de funcţionare în gol şi în scurtcircuit; • realizarea standului de probă a RBLDC în laboratorul de încercări al coordonatorului de proiect; • realizarea încercărilor pentru determinarea parametrilor de regim dinamic pentru DSWA; • proiectarea optimală a maşinii RBLDC; • modelarea circuitului pentru analiza regimurilor dinamice şi a strategiei de control pentru RBLDC; • încercări experimentale preliminare pentru determinarea parametrilor de circuit necesari pentru controlul

RBLDC; • proiectarea strategiei de control pentru RBLDC; • implementarea la nivel local a strategiei de control a DSWA; • simularea funcţionării în regim de generator autoexcitat şi de generator condus prin convertor controlat a

DSWA în funcţionare autonomă şi cuplat la reţeaua comună de curent continuu, pe care debitează toate sursele integrate în micro-reţea; • propunerea unui sistem complet nou de conectare la reţeaua de curent continuu a DSWA printr-un

redresor activ în înfăşurarea principală şi un redresor necomandat în înfăşurarea de excitaţie în scopul creşterii puterii furnizate la viteze mari, fără a creşte puterea aparentă a redresorului activ, schemă care nu se regăseşte în literatura de specialitate actuală; încercarea experimentală a acestui sistem; • 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 acest tip de 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. Identificarea optimală a parametrilor maşinii de inducţie cu două înfăşurări statorice şi rotorul în scurtcircuit s-a făcut prin metoda algoritmilor genetici. Parametrii estimaţi sunt: raportul tensiunilor din înfăşurarea principală şi înfăşurarea de excitaţie (numită şi înfăşurare auxiliară), rezistenţa şi reactanţa de dispersie a înfăşurării principale, rezistenţa şi reactanţa coliviei rotorice, reactanţa de cuplaj de dispersie dintre înfăşurarea principală şi înfăşurarea auxiliară, reactanţa de magnetizare nesaturată, rezistenţa echivalentă a pierderilor în fier şi pierderile mecanice, ţinând seama de variaţia lor cu viteza. Parametrii sunt calculaţi din încercările clasice de funcţionare în gol şi de funcţionare în scurtcircuit a ambelor înfăşurări statorice prin minimizarea sumei pătratelor erorilor dintre mărimile măsurate şi cele calculate ale curenţilor, puterii active şi puterii reactive în diferite puncte. Metoda propusă reduce influenţa erorilor de măsurare asupra parametrilor estimaţi şi pentru inductanţele de dispersie care depind puţin de curent, putandu-se spune că metoda oferă aproximarea cea mai bună a valorilor. Algoritmul genetic utilizat (având 100 de generaţii şi dimensiunea fiecărei populaţii de 200) se bazează pe probele experimentale de funcţionare în gol şi în scurtcircuit, transferând de la o generaţie la alta cele mai bune rezultate având o rată a mutaţiilor de 0.5%. Limitele de variaţie şi valorile găsite pentru parametri sunt prezentate în Tabelul 1.1.

3

Tabelul 1.1 Variabila Minim Maxim Valoarea găsită

ke 0.933 1.073 0.992 R1 (Ω) 3.315 4.485 4.212 R2 (Ω) 2.04 2.76 2.491 Rr (Ω) 1.637 3.177 2.243 Rm (Ω) 877.39 1239.26 1418.2 X1σ (Ω) 0.29 2.91 0.2989 X2σ (Ω) 0.49 4.9 3.9399 X12σ (Ω) 0 9.219 7.352 Xrσ (Ω) 0 9.219 2.835 Xm (Ω) 107.66 122.19 108.47 T0 (Nm) 0 0.516 0.3043 k1 (Nm s) 0 6.567*10-3 1.494*10-3 k2 (Nm s2) 0 84*10-6 51*10-6 Pmec (W) 58.027

Erorile de măsurare medii obţinute în cele 6 teste experimentale efectuate se dau în Tabelul 1.2.

Tabelul 1.2. Testul I (%) P (%) Q (%)

a 5.4 6.0 9.9 b 3.8 5.8 6.1 c 4.9 10.4 3.0 d 1.9 2.5 5.8 e 3.2 6.0 3.5 f 1.3 1.3 2.4

Pentru un domeniu larg de variaţie a vitezei de rotaţie a turbinei cuplată direct cu arborele DSWA s-a

utilizat un singur convertor static (redresor activ), de putere aparentă redusă, în înfăşurarea principală. 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. La viteze ridicate, apropiate de viteza nominală, bateria de condensatoare din înfăşurarea auxiliară are un aport important la furnizarea de energie reactivă către generator şi în consecinţă circulaţia de putere reactivă prin redresorul activ este redusă. În cazul reducerii vitezei turbinei, scade şi capabilitatea bateriei de condensatoare de a furniza energie reactivă. Însă chiar la o putere aparentă redusă a redresorului activ se poate transfera prin el energia reactivă (necesară în acest regim) deoarece şi puterea activă dată reţelei de curent continuu în acest caz este mai mică. S-a constatat că generatorul poate funcţiona în regim autonom de avarie cu consumatori mai puţin pretenţioşi. O propunere originală o reprezintă sistemul (Figura 1.1) în care în înfăşurarea principală este conectat un redresor activ având 50% din puterea aceluiaşi convertor utilizat la un generator asincron clasic, cu o singură înfăşurare, iar în înfăşurarea auxiliară, pe lângă bateria de condensatoare, este conectat spre reţeaua de curent continuu un redresor cu diode având aceiaşi putere ca şi redresorul activ.

Fig. 1.1 Soluţia propusă pentru o putere aparentă redusă a redresorului activ şi redresor necomandat în

înfăşurarea auxiliară.

1 2 3 4 5 6 7-8000

-6000

-4000

-2000

0

2000

time (s)

Pow

er (W

)

Paux

Pmain

Pin

1 2 3 4 5 6 70.76

0.78

0.8

0.82

0.84

0.86

time (s)

Efficiency

a) b)

Fig. 1.2 Valorile simulate ale puterilor în înfăşurarea principală şi auxiliară (a) şi a randamentului (b)

4

8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 280

500

1000

1500

2000

2500

3000

3500

4000

frequency f1(Hz)

Pow

er (W

)

mainaixiliarytotalturbine

a) b)

Fig. 1.3 Valorile experimentale ale puterilor în înfăşurările principală, auxiliară, puterea totală şi a turbinei (a) respectiv curentul în înfăşurarea principală şi tensiunea în circuitul intermediar de cc al convertorului (b)

Astfel, la viteze ridicate ale turbinei, se transferă micro-reţelei o putere suplimentară (prin redresorul

necomandat) fără a fi necesară o creştere a puterii redresorului activ. La viteze scăzute puterea (activă şi reactivă) va circula doar prin redresorul activ. Schema permite o pornire în regim de motor a sistemului DSWA - turbină, în acest caz convertorul comportându-se ca un softstarter. Simulările obţinute (Figura 1.2) au fost confirmate de testele experimentele preliminare efectuate (Figura 1.3).

Pentru generatorul DSWA s-au făcut încercări experimentale în regimuri dinamice (autonom şi cuplat la reţea) de unde s-au dedus parametrii de regim dinamic, comparabili cu cei obţinuţi pe cale analitică.

Maşina multifazată reactivă fără perii cu comutaţie electronică, RBLDC, se caracterizează atât prin lipsa periilor cât şi prin existenţa unui număr ridicat de faze (5, 6, 7 sau chiar mai multe) în stator, existând premisele unei fiabilităţi ridicate şi posibilitatea funcţionării în regim de avarie. Lipsa magneţilor permanenţi contribuie la reducerea costului şi elimină expunerea acestuia la fluctuaţiile mari de preţ ale magneţilor permanenţi de înaltă energie.

Proiectarea optimală a RBLDC, realizează un model neliniar al maşinii bazat pe schema circuitelor magnetice echivalente cu un număr de 53 de noduri pentru o pereche de poli pentru maşina cu 6 faze în stator şi 4 bariere magnetice în rotor (Figura 1.4).

Fig. 1.4 Circuitul magnetic echivalent pentru maşina RBLDC.

Prin utilizarea unor condiţii de frontieră simetrice similare celor din elementul finit, maşina este redusă

la o singură pereche de poli. Prin metoda propusă se reduce timpul de calcul la 4 secunde comparativ cu 3600 secunde în cazul analizei cu element finit bidimensional. Variaţia unghiulară a cuplului calculat cu ajutorul circuitului magnetic echivalent este comparată cu analiza cu element finit, observându-se o bună concordanţă pentru valorile de vârf ale cuplului dar diferenţe remarcabile în cea ce priveşte pulsaţiile de cuplu. Pe baza acestor comparaţii se poate trage concluzia că metoda poate fi utilizată în proiectarea optimală dacă pulsaţiile de cuplu nu intră în funcţia obiectiv. În continuare s-au analizat critic performanţele a cinci algoritmi de optimizare utilizând patru funcţii de test. Rezultă că algoritmul „PSO-M” este cel mai performant din punct de vedere al preciziei şi de asemenea timpul de calcul este rezonabil. S-a realizat o proiectare optimală a maşini electrice utilizând 11 variabile de optimizare. În urma proiectării optimale s-a obtinut o reducere cu aproximativ 20% a diametrului maşinii şi cu 34% a masei (tabelul 1.3). Modelarea circuitului are ca obiectiv dezvoltarea modelului dinamic al maşinii RBLDC, model necesar elaborării şi simulării strategiilor de control.

1.2 Stand de probă pentru testarea unui sistem mecanic automat de protecţie la supraturare a unui rotor eolian

Standul de probă este destinat testării sistemului complex de protecţie la supraturatre al rotorului unui agregat eolian de 5 kW. Sistemul complex preconizat este conceput ca un sistem mecanic automat care să

5

reacţioneze automat fără un control electronic. Doar readucerea la starea iniţială este comandată prin intermediul sistemului electronic de conducere automată a regimului optim de lucru al turbinei eoliene. Pe stand se verifică declanşarea mecanismului centrifugal la atingerea turaţiei maxime prescrise iniţial. Declanşarea mecanismului centrifugal trebuie să fie urmată de blocarea sa în poziţia extremă de rotire a paletelor. După blocarea mecanismului centrifugal se reduce turaţia la 20…30 rot/min după care dacă condiţiile meteo permit se dă comanda de deblocare a mecanismului centrifugal. Un motor electric de acţionare a unei came ridică bolţul de blocare, astfel că mecanismul centrifugal revine din nou în poziţia normală de lucru. Reglarea poziţiei contragreutăţilor din mecanismul centrifugal şi funcţionarea ireproşabilă a întregului sistem automat trebuie verificate pe standul de probă în mod repetitiv şi de anduranţă.

Standul de probă se compune din 3 subansamble: - Dispozitiv de susţinere a rotorului (fără palete) cu mecanism centrifugal de rotire a paletelor în poziţia

drapel şi mecanism de blocare-deblocare a mecanismului centrifugal, (Fig. 1.5). - Sistem de acţionare a rotorului cu motor electric cu turaţie variabilă, (Fig. 1.6). - Masă suport pentru montaj dispozitiv de susţinere a rotorului şi a sistemului de acţionare, (Fig. 1.7).

Testarea în laborator a sistemului mecanic automat de protecţie la supraturare constă în antrenarea rotorului la turaţii variabile începând cu 50 rot/min până la maximum 150 rot/min. Conform calculelor de predimensionare a mecanismului centrifugal, la atingerea turaţiei de aprox. 120 rot/min, trebuie ca mecanismul centrifugal să se declanşeze şi să rotească paletele rotorice până la poziţia de drapel. În această poziţie, indiferent de viteza vântului, până la maximum 20 m/s se produce frânarea aerodinamică a rotorului, turaţia scăzând spre 20… 30 rot/min. Scăderea turaţiei face ca mecanismul centrifugal să nu mai poată să menţină paletele în poziţia de drapel, astfel că se produce tendinţa de revenire la poziţia normală de lucru, fapt ce ar duce la o nouă tendinţă de supraturare. Pentru a nu se produce alternanţa supraturare – frânare aerodinamică cu solicitări dinamice ale paletelor, a fost prevăzut un mecanism de blocare (7) a paletelor în poziţia drapel de frânare aerodinamică. Fiabilitatea acestui sistem mecanic automat este mult mai bună decât a sistemului electronic de automatizare care în caz de avarie pe partea electrică de alimentare devine total inoperabil..

Ø18

Ø10

Ø12

48

Ø76

54,576

Ø90

Ø21

2

16

10

33.5

M24

x1, 5

67

M10

x

164,5

8

Ø78

Ø68

120

55

Ø448

36182°

58.5

186.5

121.5

140

253

1 2 3 4 5 6

10

7

81. Rotor cu mecanism centrifugal de protectie2. Cadru suport sistem de antrenare3. Roata de curea dintata4. Curea dintata5. Arbore generator6. Cadru suport sistem de franare7. Mecanism de blocare/deblocare mec. cfg.8. Tija de actionare pentru blocare/deblocare mecanism centrifugal9. Rulment10. Suport mecanism centrifugal de protectie

9

Fig. 1.5 Dispozitiv de testare a rotorului (fără palete) cu

mecanism centrifugal de rotire a paletelor în poziţia drapel şi mecanism de blocare-deblocare a mecanismului

centrifugal

2

3

1

4

1. Motor electric2. Roata de curea dintata3. Suport motor de antrenare4. Suruburi de prindere pe masa suport

Fig. 1.6. Sistem de acţionare a rotorului cu motor

electric cu turaţie variabilă

1. Placa de montaj pe masa suport2. Cadru suport din cornier3. Picior la masa4. Talpa la masa5. Suruburi de prindere ale mesei

Fig. 1.7. Masă suport pentru montajul dispozitivului de susţinere a rotorului şi a sistemului de acţionare

AA

Sectiunea A-A1. Arc cu gaz2. Flansa paletei3. Brat contragreutate4. Discul suport al butucului rotoric

Fig. 1.8. Simularea momentului aerodinamic ce apare pe palete când se depăşeşte turaţia limită

6

Antrenarea rotorului eolian se face prin intermediul unui motor electric asincron trifazat (1). Acest motor electric se alimentează de la un convertizor de curent trifazat cu frecvenţă variabilă. Astfel, turaţia motorului se poate regla continuu de la 50 rot/min până la 200 rot/min, suficient pentru a acoperi plaja de turaţii în care funcţionează optim agregatul eolian. Motorul electric fiind cu flanşă se fixează cu şuruburi pe placă suport (3) înclinată cu 82° faţă de verticală astfel încât axa de rotaţie să fie înclinată cu 8° faţă de orizontală. Pe capătul de arbore al motorului electric se află aceeaşi roată de curea dinţată prin care se transmite mişcarea de rotaţie la dispozitivul de testare al mecanismului centrifugal cu sistem de blocare – deblocare. Acest subansamblu se fixează pe masa suport prin intermediul şuruburilor cu piuliţe şi şaibe (4). Poziţia de fixare se stabileşte la montaj astfel încât cele 2 roţi de curea să fie perfect aliniate.

Pentru a avea condiţii optime de măsurare a parametrilor funcţionali ai sistemului automat de protecţie la supraturare a fost concepută o masă suport rigidă şi cu spaţiu de manevră extins pe circa 0,6 m2. Placa de montaj (1) de pe masa suport este o foaie de tablă groasă de 8 mm în care se dau găuri corespunzătoare pentru fixarea dispozitivului automat cu mecanism centrifuga şi sistem de blocare – deblocare. Pentru a avea o rigiditate sporită, placa de montaj se sudează pe un cadru suport dreptunghiular (2) confecţionat din profil cornier cu aripi egale, L60. Deoarece dispozitivul de testare se montează pe marginea mesei suport, apărând tendinţa de răsturnare, s-au prevăzut două tălpi (4), lungi de 1 m, din profil laminat U100, care ies din cadrul mesei în afară, în partea unde apare tendinţa de răsturnare. Întregul subansamblu se montează în laborator, direct pe pardoseală sau pe structura de grilaje existentă, din profile I80, prin intermediul şuruburilor (5).

Mecanismul centrifugal împreună cu cel de blocare – deblocare conţin toate elementele necesare funcţionării în condiţii similare celor din exploatare, mai puţin momentul dat de forţele aerodinamice în raport cu axa longitudinală a paletei. Acest moment trebuie să fie egalat şi depăşit de cuplul dat de mecanismul centrifugal. Momentul când cele două cupluri sunt egale şi de sens contrar trebuie să corespundă cu atingerea turaţiei limită corespunzătoare puterii maxime admise la generatorul cu magneţi permanenţi. Simularea acestui cuplu aerodinamic pe standul de probă se face cu un arc pretensionat. În acest caz s-a ales un arc pneumatic care are avantajul unui gabarit redus şi facilităţi deosebite de montaj. Braţul forţei date de arcul cu gaz este de 80 mm (Fig. 1.8). Arcul cu gaz (1) face legătura mecanică între flanşa paletei (2) şi discul suport al butucului rotoric (4). Contragreutatea prin intermediul braţului (3) determină momentul de rotire al paletei spre poziţia de protecţie, drapel. Montajul arcului pneumatic conform Fig. 4 se aplică la fiecare din cele trei palete ale rotorului. Arcul cu gaz poate fi pretensionat şi astfel se reglează cuplul necesar a fi simulat pe standul de probă. Testele pe standul de probă trebuie să demonstreze că întregul sistem automat mecanic reacţionează prompt, în limitele parametrilor prescrişi şi în mod repetitiv fără abateri semnificative. De asemenea se vor obţine grafice între parametrii funcţionali astfel încât la montajul pe amplasament să se facă ultimele reglaje de fineţe pentru acoperirea optimă a întregului domeniu de turaţii. 1.3 Stand de testare a unei microcentrale eoliene

În conformitate cu obiectivele etapei, echipa de cercetare a partenerului P1 a realizat: (i) proiectarea si evaluare performantelor unui prototip de micro-aerogenerator electric cu magneti permanenti si flux axial, cu actionare directă si conectare la microretea; (ii) constructia unui stand de testare prin achizitionarea unei microcentrale eoliene comerciale cu echipamentul aferent, pentru studiul experimental comparativ al functionării prototipului de micro-aerogenerator, precum si pentru validarea prin simulare dinamică a tehnicilor asociate acestuia de extragere a maximumului de putere din vânt (MPPT – Maximum Peak Power Tracking) si de control direct de cuplu electromagnetic si flux magnetic statoric (DTC – Direct Torque Control).

Fig.1.9 Subansamblurile componente ale microturbinei eoliene cu acţionare directă a micro-aerogeneratorului electric (4) cu magneţi permanenţi şi flux axial proiectat.

Fig. 1.10. Standul experimental de laborator construit pentru analiza funcţionării prototipului de micro-aerogenerator electric cu magneţi permanenţi şi flux axial proiectat, precum şi pentru validarea tehnicilor de control MPPT și DTC asociate acestuia.

7

În baza studiilor numerice efectuate, s-a optat pentru o microturbină eoliană cu trei pale si ax orizontal, de 2,5 kW si turatie nominală de 200 [rpm], corespunzătoare unor viteze ale vântului de 2–10 [m/s], care permite obtinerea unor parametri aerodinamici ridicati. Subansamblul principal din alcătuirea microturbinei este microaerogeneratorul electric. Acesta s-a adoptat din clasa generatoarelor sincrone cu magneti permanenti, flux axial si actionare directă (Fig.1.9).Pentru studiul experimental comparativ al funcţionării prototipului de microaerogenerator electric cu magneţi permanenţi şi flux axial proiectat, aflat în execuţie, precum şi pentru validarea tehnicilor de control MPPT și DTC asociate acestuia, s-a achiziţionat o microcentrală eoliană comercială cu echipamentul aferent şi s-a construit standul experimental de laborator din Fig.1.10. 1.4 Proiectarea, realizarea şi punerea în funcţiune a standului experimental micro-hidro MOB - 125

Turbinele hidraulice fac parte din categoria motoarelor hidraulice ce funcţionează prin interacţiunea hidrodinamică a unui curent lichid în regim turbulent cu un rotor solid profilat. Regimul turbulent al curentului descris de ecuaţii diferenţiale neliniare face ca teoretic soluţia referitoare la forţa, la cuplul respectiv şi la puterea transmisă să prezinte o precizie scăzută cu toate progresele metodelor numerice şi a performanţelor calculatoarelor actuale. Aceste aspecte fac necesară şi utilă testarea turbinelor hidraulice din punct de vedere energetic [1.1][1.2]. Cateva imagini cu detalii ale standului de testare realizat sunt prezentate in Fig. 1.11 si Fig. 1.12. Analiza experimentală pentru micro-turbine hidraulice dispune astăzi de dezvoltarea şi de progresele acţionărilor electrice, care a permis ca standurile de testare să-şi relaxeze condiţiile de funcţionare ale micro-turbinelor în cadrul modelării şi simulării unor variante adecvate energetic. Parametrii baleiaţi ai micro-turbinei sunt turaţia şi debitul. Astfel în locul treptelor de turaţie şi / sau amplificatoarelor mecanice turbina poate funcţiona la orice turaţie. Această situaţie reuşeşte găsirea valorii maxime a randamentului micro-turbinei şi a instalării parametrilor în funcţionare [1.3][1.4].

I

RT

CFM

PC ME

VS

TH

S

AD

VR Dp

R - rotorAD - aparat directorS - scut

LEGENDAI - invertorME - motor electricPC - pompa centrifugaTH - turbina hidraulica

FM - frana mecanicaD - debitmetrup - manometruT - tahometruC - cuplul mecanic

VR - vana de reglareVS - vana de scurtcircuitare

Fig. 1.11 Standul de testare a micro - turbinelor hidraulice cu

dublu flux MOB – 125

Fig. 1.12 Echipamentul de alimentare hidraulică a

turbinei format din motorul electric, pompa centrifugă şi vana de scurt-circuitare

Standul MOB – 125 realizat este prevăzut cu aceste facilităţi, realizandu-se un circuit hidraulic deschis în care micro-turbina de testat este legată de pompa de alimentare printr-o reţea hidraulică. Micro-turbina hidraulică cu dublu flux are debitul nominal Q = 1 < m3 / s> şi căderea de calcul HT = 3 < m >. Extinderea intervalului parametrilor micro-turbinei hidraulice până la întreg domeniul de funcţionare permite debite până la 3 < m3 / s > şi căderi de 11 < m >. Acestea se produc prin turaţia variabilă a pompei centrifuge PC şi prin invertorul I ce comandă motorul electric ME (vezi Fig. 1.1). Încărcarea micro-turbinei se face cu frâna mecanică FM. Evaluarea cantitativă a caracteristicelor energetice ale maşinii ( micro-turbinei) se face cu următoarele aparate de măsură pentru : cădere cu manometrul M3M şi cu traductorul rezistiv HBM P8AP, debit cu debitmetrul cu ultrasunete MICRONICS 300, turaţie cu tahometrul ETS 1410, cuplu cu traductorul de moment VIBRO-METER TG-1/BP şi aparatura aferentă. Detalii privind sistemul de conducere al standului sunt prezentate in paragraful 4.2. 1.5 Proiectarea, realizarea şi punerea în funcţiune a standului experimental pentru conversia energiei solare

Instalaţia solară realizata are in componenta: - 12 panouri fotovoltaice 240Wp, Voc=37V, Isc=8,2A, prinse pe structură metalică, pe acoperişul clădirii (Fig.1.13, Fig.1.14); - Incărcător baterii: 600V/80A - Invertor reţea: 230V,3kW, 180-600Vcc.

8

Fig.1.13 Instalatie solara –panouri fotovoltaice

Fig.1.14 Instalatie solara –sistem prindere

2. Dezvoltarea, simularea si implementarea strategiei de control MPPT in cadrul schemei DTC (Direct Torque Control) fara senzori mecanici, pentru generatoarele de tip RF-IPMS si AF-PM 2.1 Studii asupra strategiilor de control de tip MPPT pentru sisteme de conversie a energiei – microgrid.

Principalele obiective urmărite in cadrul strategiilor de conducere, dedicate sistemelor hibride microgrid vant/hidro/solar care funcţionează cu urmărirea punctului de putere maxima (de tipul: MPPT – Maximum power point tracking, HCC – hill climbing control), sunt creşterea randamentului de conversie a sistemelor (ex: reglajul turatiei – sistem eolian) simultan cu menţinerea calităţii energiei electrice debitate in reţea (reglajul tensiunii si factorului de putere).

METODE DE TIP MPPT

STRUCTURA DE CONDUCERE A MARIMILOR DE

BAZĂ

NIVEL IERARHIC SUPERIOR

NIVEL IERARHIC INFERIOR

Experienţa operatorului

Ieşire

Mărimi de ieşireSenzori

Senzori traductori

(anemometru, tahometru) Caracteristici de

putere ale turbinei

(Traductoare de curent, tensiune, etc.

(Mărime de comandă)

Fig. 2.1. Structura de conducere de tip MPPT

Scopul principal al conducerii cu MPPT este realizarea puterii maxime in orice regim de funcţionare,

intr-un interval prestabilit. In vederea implementării strategiilor de conducere a agregatelor eolian/solar/hidro care funcţionează la parametrii variabili, sunt necesari de regula traductori specifici (ex: pentru măsurarea vitezei vântului - anemometru si turatiei - traductor de rotaţie optic sau tahogenerator). In literatura de specialitate se întâlnesc mai multe variante ale metodelor de tip MPPT, particularizate la diverse aplicaţii (agregate aeroelectrice, sisteme de conversie a energiei solare, a agregatelor hidro, sisteme hibride microgrid).

Una dintre cele mai uzuale si simple metode pentru obţinerea maximului de putere este metoda cu pas fix. Algoritmul se bazează pe urmărirea puterii de ieşire P (P=V*I) care este măsurată pentru fiecare nou pas, increment sau (decrement) a curentului ΔI, urmărindu-se creşterea (sau scăderea) puterii, corespunzător reglării turatiei. Dacă diferenţa de putere si ultima variaţie a curentului de sarcina sunt pozitive (+ΔP, +ΔI), căutarea maximului de putere (MP) continuă în aceeaşi direcţie. Dacă, pe de altă parte, pentru +ΔI (ultima variaţie este pozitiva) se obţine –ΔP (diferenţa de putere este negativa), direcţia căutării se schimba (inversează).

Aceste metode de tip MPPT de regula, sunt situate la nivelul ierarhic superior al structurii de conducere, completând conducerea de la nivelul ierarhic inferior, care reglează mărimile de baza. In majoritatea situaţiilor, ieşirile structurilor de tip MPPT reprezintă prescrieri pentru structura de conducere de la nivelul ierarhic inferior (Fig 2.1).

9

2.2 Studiu de caz asupra metodei MPPT pentru regimuri de funcţionare ale agregatelor eoliene echipate cu generatoare asincone integrate in microgriduri. Este considerata structura de conducere cu metoda „căţărării” cu pas fix. Ţinând seama de faptul ca parametrii agregatului aeroelectric sunt necunoscuţi (raportul optim intre viteza la extremitatea paletelor agregatului si viteza vântului (λ), eficienta aerodinamica, etc), algoritmul de tip MPPT urmăreşte menţinerea punctului optim de funcţionare, prin anularea derivatei Ω∂∂P , unde P – este puterea turbinei de vânt si Ω – turaţia AAE. Astfel, conducerea de la nivelul ierarhic superior (metoda MPPT) furnizează mărimea de prescriere (referinţa) pentru nivelul ierarhic inferior si anume turaţia prescrisa. Aceasta depinde de punctul de funcţionare si a tendinţei de evoluţie, fapt exprimat prin semnul pozitiv sau negativ la derivatei Ω∂∂P . Sintetizând, in tabelul 2.1, se prezintă algoritmul de reglare (logica MPPT), aferent cazurilor posibile, împreuna cu acţiunea ce trebuie întreprinsa. In Fig.2.2. este exemplificata metoda MPPT pe o caracteristica statica de putere a unui agregat eolian din cadrul unei micro retele.

Tabelul 2.1. Logica de control cu urmărirea maximului de putere Ω∂∂P t∂Ω∂

Negativ

Pozitiv

Negativ Ω creste (cazul A) Ω scade (cazul B) Pozitiv Ω scade (cazul C) Ω creste (cazul D)

Fig 2.2 . Exemplificarea metodei de urmărire a maximului de putere pe o caracteristica statica de putere tipica a unui agregat aeroelectric din cadrul unui microgrid

logica algoritm MPPT

ZOH1

ZOH2

pornire MPPT

-K-

kz

1

z

1

XOR

1s

xo

ref_turatie

sau_excl

deriv_put

deriv_turatie

[Putere]

[turatie]

-C-

dw/dt

dp/dt

Fig. 2.3. Schema Simulink a subsistemului – conducere

MPPT

Fig.2.4. Schema stand experimental “Masina antrenare – Generator cu dubla alimentare”

In Fig. 2.3, este prezentata schema bloc a subsistemului de conducere cu urmărire a maximului de

putere extrasa implementata in Matlab-Simulink, conform algoritmului descris mai sus. Principalele variante ale metodelor de tip MPPT consta practic in soluţii de minimizare/optimizare a acestor oscilaţii prin reconsiderarea pasului de căutare.

In Fig.2.4, este reprezentata schema standului experimental de simulare pe model de laborator a caracteristicilor unui agregat eolian/hidro/solar din cadrul unui microgrid. Standul este constituit dintr-o masina de antrenate (masina electrica – asincrona) si o masina in regim de generator (masina de inductie cu dubla alimentare) interfatate cu retea din cadrul microgridul prin intermediul unor convertoare electronice de frecventa de putere, permitandu-se analiza si studiul unor regimuri de functionare normale/de avarie specifice agregatelor din cadrul microgridului.

10

2.3 Extragerea maximumului de putere din vânt (MPPT – Maximum Peak Power Tracking) controlul direct de cuplu electromagnetic şi flux magnetic statoric (DTC – Direct Torque Control).

Dupa cum s-a mai mentionat, pentru validarea tehnicilor de control MPPT și DTC asociate acestuia, s-a achiziţionat o microcentrală eoliană comercială cu echipamentul aferent şi s-a construit standul experimental de laborator din Fig.1.14. Strategia de control DTC este aplicată redresorului în punte trifazată în aval de micro-aerogenerator, corespunzător diagramei-bloc din Fig.2.5.

Strategia DTC se bazează pe două comparatoare cu histerezis, prin care fluxul magnetic statoric şi momentul cuplului de forţe electromagnetice proprii microaerogeneratorului cu magneţi permanenţi şi flux axial sunt controlate direct și disjunct. Cu ajutorul tabelei de comutaţie se selectează vectorii de tensiune ai redresorului trifazat, care minimizează erorile de flux şi de moment al cuplului de forţe electromagnetice. Pentru evaluarea prin simulare a strategiilor de control MPPT și DTC asociate micro-aerogeneratorului electric cu magneţi permanenţi şi flux axial proiectat, în acţionare directă de la turbina eoliană cu caracteristica din Fig.2.6, s-a utilizat mediul informatic MATLAB/SIMULINK și s-a considerat profilul de variaţie liniară a vitezei vântului din Fig.2.7.

Fig. 2.5. Schema-bloc a strategiilor de control MPPT și DTC asociate micro-aerogeneratorului electric cu magneți permanenți și flux axial.

Fig. 2.6. Caracteristica Cp = f(λ ) a turbinei eoliene considerate.

Rezultatele obţinute prin simulare dinamică sunt prezentate în Fig. 2.8. Se evidențiază concordanţa foarte bună între puterea de ieşire a turbinei eoliene şi puterea activă debitată de micro-aerogeneratorul electric cu acţionare directă la arborele turbinei. Puterea reactivă furnizată de micro-aerogenerator prin redresor în circuitul de c.c. are o valoare foarte redusă, putându-se chiar anula dacă se adaugă o buclă suplimentară de control al puterii electrice debitate.

Fig. 2.7. Profilul considerat de variaţie liniară a vitezei vântului.

Fig. 2.8. Rezultate de simulare dinamică pentru puterea turbinei eoliene și pentru puterile activă şi reactivă debitate de micro-aerogeneratorul electric cu magneţi permanenţi şi flux axial proiectat

11

3. Identificarea parametrilor, utilizand emulatoare de tip HIL, pentru generatoarele realizate

Partea hardware a emulatorului de turbine conţine: o placă de control dSpace, un invertor de tensiune, o maşină de inducţie trifazată cu o transmisie, care este echivalentul turbinei, şi un generator sincron cu magneţi permanenţi cu o sarcină de descărcare (Fig. 3.1). Controlul emulatorului a fost realizat în Matlab/Simulink şi rulează în timp real cu ajutorul plăcii dSpace. Semnalul de control (Ω) este trimis spre invertor care ne returnează cuplul (Tim) şi viteza unghiulară (Ωim) de rotaţie a maşinii de inducţie. În regim staţionar (neglijând randamentul transmisiei mecanice) [3.1][3.2]:

(3.1)

Ecuaţia de mişcare este:

(3.2)

unde: Twt – cuplul turbinei [Nm]; Tg – cuplul generatorului [Nm]; J – inerția sistemului[kg*m2]; Puterea tubinei este definită de:

(3.3)

(3.4)Cuplul turbinei este definit de:

(3.5)unde:

• CT – este coeficientul de cuplu al turbinei.

(3.6)

Inerţia sistemului are doua componente: (3.7)unde:

• Jwt – inerția turbinei eoliene respectiv hidraulice [kg*m2]; Jg – inerția generatorului sincron [kg*m

2]. Standul de testare al emulatorului are următorii parametrii: • Puterea nominală a generatorului: Pn = [5 kW]; Turaţia nominală a generatorului: nn = 120 [rpm];

Puterea nominală a maşinii de inducţie: Pim = 7.5 [kW]; Turaţia nominală a maşinii de inducţie: nnim = 720 [rpm]; Inerţia generatorului: Jg = 1.05 [kg*m2]; Inerţia maşinii de inducţie: Jim = 0.156 [kg*m2]; Raportul transmisiei: n = 6.09.

Fig.3.1. Hardware-ul emulatorului de turbine

Datele achiziţionate au fost: viteza vântului/debitul apei, viteza unghiulară la arborele generatorului,

cuplul turbinei şi cuplul generatorului. Rezultatele simulării sunt prezentate pe coloana din partea stangă, iar rezultatele emulate (experimentale) sunt prezentate pe coloana din partea dreaptă (Fig. 3.2 si Fig. 3.3).

12

Fig. 3.2. Rezultate simulare (coloana din stânga) şi experimentale (coloana din dreapta) pentru o

turbina eoliană ( viteza vântului este un semnal treaptă între 4÷3 [m/s]; viteza unghiulară la generator; cuplul generatorului; cuplul turbinei de vânt)

Fig. 3.3. Rezultate simulare (stânga) şi experimentale dreapta) pentru o turbina hidraulică (debitul este

un semnal treaptă între 40÷30 [m3/h]; viteza unghiulară la generator; cuplul generatorului; cuplul turbinei hidraulice)

Fig. 3.4. Standul experimental

Standul este compus din următoarele componente (Fig. 3.4): • PC + placa de achiziţie şi control dSpace; • Invertorul de tensiune ABB ACS800;

13

• Maşina de inducţie împreună cu transmisia (reductor de turaţie, multiplicator de cuplu); • Rezistenţa de descărcare; • Generatorul sincron cu magneţi permanenţi.

4. Proiectarea, simularea si implementarea strategiilor de conducere locale ale componentelor microgridului 4.1 Structura sistemului de conducere a agreagatului eolian

In figura 4.1 este prezentata schema bloc a sistemului electric corespunzator agregatului eolian implementat. Agregatul eolian a fost proiectat sa opereze in mod izolat.Turbina eoliana este cuplata direct la arborele generatorului electric cu magneti permanenti (PMG). Tensiunea alternativa generata de PMG este redresata, prin intermediul un convertor DC-DC comandat. Sistemul asigura stocarea energiei in exces intr-un grup de acumulatori, daca nu exista consumatori conectati, respectiv alimentarea consumatorilor locali conectati prin intermediul unui invertor. Puterea extrasa de la generator este controlata de un controler, prin masurarea tensiunii de la iesirea convertorului DC-DC. Turbina eoliana este protejata prin intermediul unui grup de rezistoare conectate la bornele generatorului. Grupul de rezistente este conectat/deconectat pe baza unui strategii implementate in controler.

Figura 4.1. Schema bloc a sistemului electric

Algoritmul de conducere

Conducerea agregatului eolian se bazeaza pe utilizarea carateristicii putere-tensiune a generatorului. In figura 4.2 este prezentata caracteristica considerata precum si forma liniarizata a acesteia, caracteristica liniarizata pe baza careia s-a implementat algoritmul de functionare.

Fig. 4. 2. Caracteristica Putere-Tensiune urilizata

pentru conducerea agregatului

Fig. 4.3. Automatul cu stari finite

14

Algoritmul este proiectat si implementat ca un automat cu stări finite [4.3][4.6] –vezi figura 4.3, pe baza caracteristicii din fig.4.2. Semnificatile starilor sunt prezentate in Tabelul 4.1:

Tabel 4.1 Stari automat

S0 - Starea de asteptare S1 - Starea de pregatire a pornirii – functionare in zona 1 a

caracteristicii liniarizate S2 - Starea de functionare in zona 2 a caracteristicii liniarizate S3 - Starea de functionare in zona 3 a caracteristicii liniarizate S4 - Stare de protectie a agregatului – activate in cazul in care

viteza vantului este mai mare decat limita maxima impusa S5 - Starea de protectie in cazul depasirii limitei maxime a

tensiunii de iesire de la generator Conditiile de tranzitie a starilor sunt urmatoarele:

a = Wspeed >= Wmin b = UDC>=USTART c = UDC>=UM d = UDC<UM e = UDC<USTART f = Wspeed < Wmin g = Wspeed > Wmax h = UDC>UMAX i = UDC<=UMAX j = Wspeed < Wmin

Unde: - Wspeed – viteza vantului; - Wmin – viteza minima a vantului; - UDC – tensiunea masurata la iesirea HDC; - USTART – tensiunea de start; - UM – tensiunea corespunzatoare punctului de schimbare a portiunii de lucru (intre 2 si 3); - Wmax – viteza maxima a vantului; - UMAX – tensiunea maxima la generator. Implementare pe PLC

Implementarea algoritmului de conducere s-a realizat utilizand PLC (automat programabil) de tip SIMATIC S7-314. [4.1] In figurile 4.4 si 4.5 sunt prezentate imagini ale sistemului de conducere realizat. Ca si mediu de programare s-a utilizat limbajul STEP 7. [4.2]

Fig. 4.4 PLC-ul SIMATIC S7-314

Fig. 4.5 Dulapul electric

4.2 Sistemul de conducere al standului experimental micro-hidro

Conducerea automată al standului experimental micro-hidro, respectiv procesul de testare se face functie de regimurile de funcţionare, realizandu-se după diagrama de etalonare din Fig. 1.5.

Caracteristicele energetice prin curbele primare şi universale ale maşinilor hidraulice cercetate se stabilesc prin diagrama de măsurare Fig. 6. Pentru diferite căderi ale turbinelor hidraulice cu dublu flux se înregistrează dependenţele funcţionale primare debit – turaţie, putere stereomecanică (utilă) – turaţie şi

15

randamentul turbinei – turaţie. Caracteristica energetică universală se obţine în coordonate rectangulare ale debitului dublu unitar – turaţie dublu unitară pe care se determină curbele de egală putere, egal randament şi turaţie specifică. Schema bloc a sistemului automat de reglare a căderii turbinei hidraulice din cadrul standului MOB - 125 este redată în Fig. 7.

Fig. 1.5 Sistemul de etalonare a aparatelor de

măsurare ale standului MOB - 125

Fig. 1.6 Sistemul de măsurare automată a standului MOB

- 125

Fig. 1.7 Sistemul automat de reglare a căderii

turbinei hidraulice

Fig. 1.8. Sistemul de conducere în timp real a standului

MOB-125

Sistemul de conducere în timp real al standului MOB- 125, Fig. 1.8, este de tip ADwin, structura de conducere dispunand de intrări I/O analogice şi digitale, un procesor local RISC cu DSP tip SHARC şi o memorie locală. Procesorul local permite timpi de răspuns la o întrerupere de ordinul a 300 nanosecunde, care asigură măsurarea regimurilor tranzitorii cu mare precizie şi menţinerea stabilităţii aplicaţiei software. În timp ce procesorul local asigură controlul procesului şi/sau achiziţia datelor, procesorul calculatorului asigură prelucrarea rezultatelor, interfaţa om-maşină cu vizualizarea datelor, intrărilor utilizator şi memorarea datelor, fără să fie afectate resursele calculatorului.

In concluzie, pot fi mentionate urmatoarele facilitati asigurate de stand: - Optimizarea regimului de funcţionare a turbinei hidraulice - Analiza unor regimuri ale turbinei pentru variate condiţii hidroenergetice (căderi, turaţii şi debite ). - Determinarea turaţiei specifice optime pentru turbinele hidraulice cu dublu flux. 4.3 Sistemul de conducere al standului sistemul de conversie a energiei eoliene/hidro cu generator sincron (RBLDC), respectiv generator asincron (DSWA)

Pentru standul sistemul de conversie a energiei atat eoliene, cat si hidro, dotat cu generator sincron (RBLDC), respectiv generator asincron (DSWA), s-a adoptat un sistem de conducere în cascadă având regulatoarele de curent plasate în interiorul buclei de turaţie. Regulatoarele de curent de tip PI sunt în coordonatele fazelor şi primesc alternativ ca referinţă curentul de cuplu sau cel de flux în funcţie de poziţia rotorului, sensul de rotaţie şi regimul de funcţionare. Sistemul original de generare a referinţelor de curent elaborat este cheia sistemului de decuplare şi permite funcţionarea maşinii electrice în toate cele patru cadrane.

Implementarea hardware a un sistemului de conducere s-a facut utilizând microcontrolerul TMS320F28335 pentru maşina cu 5 faze şi invertor complet, respectiv pentru maşina cu 6 faze şi invertor cu număr redus de elemente. Pentru maşina cu 6 faze, în control s-a ţinut cont de inversarea sensului curentului în fazele pare pentru a reduce vârful curentului de nul. De asemenea s-a propus şi implementat un regulator de

16

tensiune de nul. Rezultatele experimentale sunt comparate cu cele de simulare existând o bună concordanţă între acestea. Au fost analizate rezultatele dinamice conţinând procese de accelerare, încărcare şi descărcare care confirmă calitatea controlului propus şi realizat.

Fig. 1.9 Tola rotorică (stânga) şi rotorul asamblat (dreapta) pentru RBLDC.

Fig. 1.10 Miezul statoric bobinat (stânga) şi carcasa maşinii

(dreapta) pentru RBLDC.

Pe baza datelor de proiectare s-a realizat modelul experimental al RBLDC (Fig. 1.9, 1.10), standul de probă în laborator, începand determinările experimentale pentru maşina cu 6 faze, 12 poli, 200Nm, bariere de flux şi invertor având număr redus de elemente, comandat prin intermediul sistemului de dezvoltare dSPACE, pentru aplicaţii de tip generator eolian fără amplificator mecanic de turaţie.

4.4 Conducerea convertoarelor de putere integrate intr-un microgrid

Insularizat, aplicaţiile de tipul reţelelor inteligente de distribuţie a energiei pot introduce noi linii de distribuţie, la parametri diferiţi de parametrii standardizaţi ai reţelelor tradiţionale şi se aliniază la diferite surse de energie, elemente de stocare şi chiar impun uneori folosirea unor consumatori dedicaţi, cu alimentare la diferiţi parametri[4.10]. Pentru a realiza cu succes aceste funcţii, convertoarele utilizate trebuie sa fie eficiente si sa asigure ca aceste sisteme să fie stabile. Acest lucru impune ca toate bus-urile de tensiune şi curent să intercomunice, pentru a asigura alimentarea cu energie chiar şi în cele mai nefavorabile condiţii[4.11][ 4.12][ 4.13][4.14]. În cele ce urmează sunt prezentate două convertoare ce pot fi considerate fiabile în aplicaţii de acest tip.

a. Convertor bidirectional DC-DC cu rată mare de conversie. Convertorul propus este destinat conversiei de energie între două două linii de curent continuu. Transferul de energie se realizează bidirecţional la o putere nominală de 6KW şi tensiunile de alimentare de 50V dată de o baterie de acumulatori, respectiv un bus de curent continuu de 600V ce preia energie de la mai multe surse de energie neconvenţionale. Datorită raportului mare între cele 2 tensiuni de intrare, convertorul are o construcţie specială, pentru menţinerea unui factor de umplere la nişte valori acceptate, avându-se în vedere scăderea stresului elementelor active din circuit, implicit scăderea pierderilor. De asemenea, convertorul propus foloseste doar un singur tranzistor adiţional, iar raportul dintre tensiunile de intrare obţinut este mai mare de 1/10 la un factor de umplere sub valoarea de 0.9. Schema convertorului se poate vedea în fig.4.11.[ 4.15]

Fig.4.11. Topologie Convertor DC-DC

Pentru convertorul bidirecţional propus, au fost realizate atât modele numerice, cât şi un prototip

experimental pentru verificarea datelor obţinute analitic şi prin simulare. Pentru controlul acestui convertor s-au luat în calcul două variante, una fiind de tip flip/flop, iar cea de-a doua fiind de tip PI, ambele oferind rezultate satisfăcătoare. Din rezultatele obţinute, acest convertor a prezentat robusteţe şi stabilitate în funcţionare. În fig.4.12 sunt prezentate formele de undă obţinute din simulare, în ambele moduri de funcţionare, coborâtor şi ridicător. Deşi din aceste forme de undă reies puteri diferite la transferul de energie în funcţie de sensul curentului, trebuie specificat că acest lucru a fost determinat doar de aplicaţie, datorită faptului că pentru încărcarea bateriilor de acumulatori, curentul necesar este mai mic. Cu toate acestea, convertorul este prevăzut să funcţioneze la aceeaşi putere de 6 KW. Formele de undă obţinute şi prezentate au fost verificate ulterior şi experimental.

17

Fig.4.12.Formele de undă pentru curenţii pe bobine, condensatori şi tranzistori

în regim coborâtor(stânga), respectiv ridicător(dreapta)

b. Invertor de de tip flyback Acest convertor propus realizează conversia între o sursă de tensiune continuă de 50 V şi o sarcină cu alimentare la tensiune alternativă de 230V şi este un invertor de tip flyback. Particularităţile topologiei propuse sunt definite de caracterul original, posibilitatea de separare galvanică si un număr mic de componente. Controlul pentru acest invertor este relativ simplu datorită faptului ca un singur semnal PWM este necesar pentru comandă. Circuitul de forţă al convertorului este prezentat în fig.4,13.

Fig.4.13. Topologie Invertor Flyback

Convertorul este inspirat din literatura de specialitate păstrând în acest sens traseele şi formele de undă ale curenţilor prin circuit. Spre deosebire de circuitul original, acest invertor introduce un transformator de tip flyback şi reduce numărul total de componente active, urmărind îmbunătăţirea eficienţei. De asemenea, datorită controlului propus doar două din cele patru tranzistoare comută la frecvenţă înaltă, celelalte două fiind commutate la frecvenţă mică scăzând astfel din pierderile în comutaţie, fiind necesar totodată un control mai puţin complex[4.15][4.16][4.17][4.18].

În vederea realizării unui prototip funcţional al acestui convertor, s-a stabilit o putere nominală de 1 KW, în special datorită constrângerilor impuse de transformatorul de înaltă frecvenţă. Acesta asigură transferul energiei de la o sursă de tensiune continuă, către cele două condensatoare C1 şi C2 conectate în serie, încărcându-le cu o tensiune a cărei forme de undă reprezintă o succesiune de alternanţe pozitive ale unei sinusoide cu amplitudinea de 650 V. Pentru obţinerea tensiunii alternative de ieşire de 230V, sarcina este conectată între punctul median al celor două condensatoare şi extremităţile acestora prin elementele active T3 şi T4, comutate la frecvenţa reţelei, după cum se poate vedea şi în fig.4.14.

Acest invertor este parte integrantă a unui sistem de tip microgrid, fiind destinat alimentării cu energie a unor consumatori electrici speciali, responsabili de managementul energetic şi supraveghere. Funcţionalitatea acestei topologii a fost testată prin simulare, realizându-se în acest sens un model numeric. Pentru obţinerea unor rezultate concludente, s-au folosit modele neideale, cu caracteristici reale, pentru elementele utilizate

18

Fig.4.14.Formele de undă ale tensiunii de ieşire a),

respetiv cele ale tensiunii de pe bus-ul de DC şi de pe cele 2 condensatoare b)

Fig.4.15. Forme de undă obţinute în urma simulării

Metoda de control aleasă pentru această topologie a fost de tip PI cu două regulatoare în cascadă, pentru monitorizarea tensiunilor dar şi a curenţilor. El se bazează preponderent pe încărcarea şi descărcarea celor două condensatoare C1 şi C2 conectate în serie. Formele de undă ale tensiunilor pe aceşti condensatori trebuie să urmărească o succesiune de jumătăţi pozitive de sinusoidă cu amplitudinea de 325V, pentru ca urmat de reversarea oferită de T3 şi T4 să se obţină o tensiune sinusoidală completă. Monitorizarea şi controlul curentului prin transformator, are rolul de a proteja tranzistorul T1, care comută la curenţi mari şi necesită un tratament special datorită vîrfurilor de curent ce îl pot distruge. Controlul ce asigură funcţionarea normală a tranzistoarelor T1 şi T2, care sunt singurele ce pot determina o funcţionare corectă a invertorului, printr-un singur semnal PWM dat direct pentru T1 si negat pentru T2 este dependent, după cum reiese şi din schema de simulare de monitorizarea curenţilor prin componentele active. Formele de undă obţinute în urma simulării pentru curentul prin primarul transformatorului, tensiunile pe cele două condensatoare, curentul şi tensiunea de ieşire, sunt prezentate în fig.4.15. Invertorul propus are o construcţie simplă, cu un număr redus de componente. Dificultăţile legate de funcţionarea acestui invertor sunt axate pe construcţia transformatorului de înaltă frecvenţă şi pe rezolvarea problemelor date de inductivitatea de dispersie caracteristică acestuia, implicit pe suprimarea supratensiunilor apărute pe tranzistoarele T1 şi T2 la comutaţie.

5. Principalele rezultate ale etapei - stand experimental pentru un sistem de conversie a energiei eoliene/hidro cu generator sincron RBLDC, respectiv generator asincron –DSWA integrand: o configuraţie originala de convertor de c.c. cu circulaţie bidirecţională de putere şi cu raport mare între tensiunile de la intrare şi ieşire; un invertor (c.c.-c.a.) monofazat, de concepţie originala, cu circulaţie bidirecţională de putere şi cu tensiune de ieşire sinusoidală; - stand de probă pentru testarea unui sistem mecanic automat de protecţie la supraturare a unui rotor eolian integrand: un mecanism centrifugal original de protecție la supraturare; un mecanism automat de blocare/deblocare a paletelor rotorice în/din poziția drapel de frânare aerodinamică; - stand de testare a unei microcentrale eoliene integrand un prototip de micro-aerogenerator electric cu magneti permanenti si flux axial, cu actionare directă si conectare la microretea. - stand experimental micro-hidro. - instalatie solara dotata cu panouri fotovoltatice. - strategie de control MPPT in cadrul schemei DTC (Direct Torque Control) fara senzori mecanici, pentru generatoarele de tip RF-IPMS si AF-PM. - emulatoare de tip HIL pentru turbine eoliene şi microhidro, într-o concepţie originală, pentru identificarea parametrilor generatoarele realizate. - strategie de conducere cu PLC a agregatului eolian. - strategie de conducere cu DSP a standului experimental micro-hidro. - strategie de conducere în cascadă a convertoarelor de putere integrate in microgrid; - diseminarea rezultatelor prin publicarea a 15 lucrari stiintifice. Bibliografie: [1.1] M. Bărglăzan, “Mathematical Modeling and Operation Simulation of a Hydrounit”, Proc. of the 21th IAHR Symposium Hydraulic Machinery and Cavitation, Lausanne, Switzerland, 2002, section: Hydraulic Transients art. 2, page 1-7. [1.2] M. Bărglăzan, “Turbine hidraulice şi Transmisii Hidrodinamice”, Editura Politehnica Timişoara 2000.

19

[1.3] M. Bărglăzan,“Studiul şi alegerea elementelor principale ale unei staţiuni hidrodinamice pentru modele de turbine Francis şi Kaplan”, Buletinul Ştiinţific şi Tehnic al Institutului Politehnic Timişoara, Tom 14 (28), Fasc. 1, 1969, pag. 187-200. [1.4] M. Bărglăzan, “Proiectarea unei staţiuni pentru încercarea turbinelor hidraulice”, Buletinul Ştiinţific şi Tehnic al Institutului Politehnic Timişoara, Tom 14 (28), Fasc. 2, 1969, pag. 569-584. [1.5] [C. Penche, “Layman’s Guidebook on how to develop a small hydro site”, Univ. Politecnica de Madrid, June 1998. [1.6] A.M. Georgescu, S.C. Georgescu,“Hidraulica reţelelor de conducte şi maşini hidraulice”, Editura Printech 2007. [1.7]* R. Bădărău, T. Miloş, I. Bordeaşu, A.Bej, Corrective Solutions for the Shaft with Flange Used for Fixing the Blade on a 5 kW Wind Turbine to Withstand Extreme Weather Conditions, The 7th International Conference, Innovative technologies for joining advanced materials, Timişoara, Romania, June 19-20, 2014, (Conferinţă ISI) [1.8]* R. Bădărău, T. Miloş, I. Bordeaşu, Testarea la sarcină statică distribuită a paletelor de turbină eoliană de mică putere, A XIV-a Conferinţă internaţională – multidisciplinară, "Profesorul Dorin Pavel - fondatorul hidroenergeticii româneşti" - Sebeş 2014. [1.9] Bej, A., Turbine de vânt (Wind turbines), Editura Politehnica, Timişoara, 2003. [1.10] Gipe P., Wind turbine basics, Chelsea Green Publishing Company, Vermont, USA, 2009. [2.1] D. Petrila, F. Blaabjerg, N. Muntean, C.Lascu, “Fuzzy Logic Based MPPT Controller for a Small Wind Turbine System”, OPTIM 2012, Mai 2012, pp. 993-997. [2.2]* M. Chirca, S. Breban, M.M. Radulescu, Generator sincron cu magneți permanenți și flux axial pentru microcentrale eoliene urbane rezidențiale, Lucrările Simpozionului de Mașini Electrice –SME 2014, București, 3 octombrie 2014, CD-ROM, 5 pp. [2.3] *AA..Pop, H.Balan, M.M.Radulescu, M.Chirca, Electromagnetic design and finite-element analysis of an axial-flux permanent-magnet machine, 12th International Conference on Applied and Theoretical Electricity University of Craiova, Oct.23-25 2014. [2.4] M.E. Haque, M. Negnevitsky, K.M. Muttaqui, A novel control strategy for a variable-speed wind turbine with a permanent–magnet synchronous generator, IEEE Trans. Ind. Applicat., vol.46 (2010), pp. 331-339. [3.1] J. Derricott, B. Hanson, “Emulation of a Low Power Wind Turbine using a DC Motor”, MONASH University, 2009. [3.2] [Corneliu Marinescu, Cătălin Petrea Ion, “Hydro turbine emulator for micro hydro power plants”, Univ. “Transilvania” from Braşov, April 2012. [3.3] Jochen Bard, “Status Report on variable speed operation in small hydropower”, Institut fur Solare Energieversorgungstechnik (ISET) e.V. Kassel, December 2000; [3.4] S. Saylors, ”Latest Technology In Wind Power Generation And Near Term Projection Of Wind Power Development In North America”, IEEE Green Technology Conference, April 4-5, 2013, Denver Colorado. [3.5] G. Madescu, M. Moţ, M. Biriescu, M. Greconici, C. Koch, “Low speed PM generator for direct-drive wind applications”, EUROCON - International Conference on Computer as a Tool (EUROCON), 2011 IEEE. [3.6] H. Stiesdal, “Hywind: The world’s first floating MW - scale wind turbine”, WIND DIRECTIONS, December 2009, pp. 52-53. [4.1] H. Berger, “Automating with SIMATIC. Integrated Automation with SIMATIC S7-300/400. Controllers, Software, Programming, Data Communication, Operator Control and Proces Monitoring”, SIEMENS 2008, ISBN 3-89578-223-8. [4.2] C.T. Jones, “STEP 7 in 7 STEPS”, Briliant Training 2006, ISBN 1-889101-03-6 [4.3] C. G. Cassandras, Stéphane Lafortune, “Introduction to Discrete Event Systems Second Edition”, 2008 Springer, e-ISBN-13: 978-0-387-68612-7. [4.4]* I. Filip, I. Szeidert, "Givens orthogonal transformation based estimator versus RLS estimator - case study for an induction generator model", 6th International Workshop on Soft Computing Applications, July 24-26, 2014, Timisoara, Romania. [4.5]* I. Filip, I. Szeidert, O. Prostean, "Mathematical modelling and numerical simulation of the dual winded induction generator's operating regimes", 6th International Workshop on Soft Computing Applications, July 24-26, 2014, Timisoara, Romania. [4.6]* D. Ungureanu-Anghel, O. Prostean, I. Filip, M. Popescu, "Integrated supervision and control system for air-electrical aggregates", 6th International Workshop on Soft Computing Applications, July 24-26, 2014, Timisoara, Romania. [4.7]* I. Filip, I. Szeidert, "Consideration about On-Line Parameters Estimation of an Induction Generator Model", 9th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, May 15-17, 2014, Timisoara, Romania.

20

[4.8]* R. Boraci, O. Prostean, N. Budisan, C. Vasar, "Consideration on Modeling, Identification and Control of Double Stator Windings Induction Generator DSWIG", 9th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, May 15-17, 2014, Timisoara, Romania. [4.9]* G. Prostean, C. Vasar, O. Prostean, A. Badea, "Avoiding bottlenecks in wind power supply chain", 9th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, May 15-17, 2014, Timisoara, Romania. [4.10] Boroyevich, D.; Cvetkovic, I.; Dong Dong; Burgos, R.; Fei Wang; Lee, F., "Future electronic power distribution systems a contemplative view," Optimization of Electrical and Electronic Equipment (OPTIM), 2010 12th International Conference on , vol., no., pp.1369,1380, 20-22 May 2010 [4.11] Boroyevich, D.; Burgos, R.; Arnedo, L.; Fei Wang, "Synthesis and Integration of Future Electronic Power Distribution Systems," Power Conversion Conference - Nagoya, 2007. PCC '07 , vol., no., pp.K-1,K-8, 2-5 April 2007; [4.12] Vandoorn, T.L.; Vasquez, J.C.; De Kooning, J.; Guerrero, J.M.; Vandevelde, L., "Microgrids: Hierarchical Control and an Overview of the Control and Reserve Management Strategies," Industrial Electronics Magazine, IEEE , vol.7, no.4, pp.42,55, Dec. 2013 [4.13] Burger, B.; Kranzer, D., "Extreme high efficiency PV-power converters," Power Electronics and Applications, 2009. EPE '09. 13th European Conference on , vol., no., pp.1,13, 8-10 Sept. 2009 [4.14] R. H. Lasseter and P. Paigi, “Microgrid: A conceptual solution,” in Proc. IEEE Power Electronics Specialists Conf. (PESC 2004), Aachen, Germany, 2004, vol. 6, pp. 4285–4298; [4.15]* Cornea, O.; Guran, E.; Muntean, N.; Hulea, D., "Bi-directional hybrid DC-DC converter with large conversion ratio for microgrid DC busses interface," Power Electronics, Electrical Drives, Automation and Motion (SPEEDAM), 2014 International Symposium on , vol., no., pp.695,700, 18-20 June 2014. [4.16] Gong Chunying; Sun Lin; Liang Yongchun; Wang Huizhen; Yan Yangguang, "Research on the Control Strategies of Single-Stage Flyback Inverter," Power Electronics Specialists Conference, 2006. PESC '06. 37th IEEE , vol., no., pp.1,5, 18-22 June 2006. [4.17] Zhang, Yue; He, Xiao-Fei; Zhang, Zhiliang; Liu, Yan-Fei, "A hybrid control method for photovoltaic grid-connected interleaved flyback micro-inverter to achieve high efficiency in wide load range," Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), 2013 Twenty-Eighth Annual IEEE , vol., no., pp.751,756, 17-21 March 2013. [4.18] Tamyurek, B.; Kirimer, B., "An interleaved flyback inverter for residential photovoltaic applications," (EPE), 2013 15th European Conference on Power Electronics and Applications, vol., no., pp.1,10, 2-6 Sept. 2013. [4.19]* Tutelea L.N., Boldea I., Muntean N., Deaconu S, ”Modeling and Performance of Novel Scheme Dual Winding Cage Rotor Variable Speed Induction Generator with dc Link Power Delivery”, ECCE 2014, Pittsburgh, USA; 09/2014. [4.20]* Pelan O., Cornea O., Muntean N, Blaabjerg F, ”Comparative efficiency evaluation of Buck and Hybrid Buck DC-DC converters for automotive applications”, OPTIM 2014, Brasov, Romania; 05/2014 [4.21]* Gavris M., Cadariu L., Caruntu B,, Cornea O., Muntean N, ”Analysis of the Dual Input Hybrid Buck DC-DC Converter in Boundary Conduction Mode”, OPTIM 2014, Brasov; 05/2014 [4.22]* Guran E., Cornea O, Muntean N., ”Novel Topology Flyback Inverter for a Microgrid System”, 6th IEEE International Workshop on Soft Computing Applications IEEE - SOFA 24--26 July, 2014 Timisoara, Romania;