MINISTERUL EDUCAŢIEI NAȚIONALE ȘI CERCETĂRII ȘTIINȚIFICE UNIVERSITATEA TRANSILVANIA DIN BRAŞOV
BRAŞOV, EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525
Universitatea Transilvania din Brasov Scoala Doctorala Interdisciplinara
Facultatea de inginerie electrică și știința calculatoarelor
Ing. Ioan DUCAR
Stocarea energiei regenerabile prin pomparea apei utilizând maşini
sincrone cu magneţi permanenţi
Renewable energy storage by pumping water using permanent
magnet synchronous machines
Conducător ştiinţific
Prof.dr.ing. Corneliu MARINESCU
BRASOV, 2016
MINISTERUL EDUCAŢIEI NAȚIONALE ȘI CERCETĂRII ȘTIINȚIFICE
UNIVERSITATEA “TRANSILVANIA” DIN BRAŞOV BRAŞOV, B-DUL EROILOR NR. 29, 500036, TEL. 0040-268-413000, FAX 0040-268-410525
RECTORAT
D-lui (D-nei) ..............................................................................................................
COMPONENŢA Comisiei de doctorat
Numită prin ordinul Rectorului Universităţii Transilvania din Braşov Nr. 8177 din 05. 10. 2016
PREŞEDINTE: Prof. Dr. Ing. Dănuț ILEA
CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: Prof. Dr. Ing. Corneliu MARINESCU REFERENŢI: Prof. Dr. Ing. Dan FLORICĂU Prof. Dr. Ing. Aurelian CRĂCIUNESCU Conf. Dr. Ing. Luminița CLOȚEA Data, ora şi locul susţinerii publice a tezei de doctorat: 12.12.2016, ora 12:00, sala U II 3 Eventualele aprecieri sau observaţii asupra conţinutului lucrării vă rugăm să le transmiteţi în timp util, pe adresa [email protected] Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de doctorat. Vă mulţumim.
CUPRINS (lb. romana)
Pg.
teza
Pg.
rezumat
LISTA DE NOTAŢII
LISTA DE ABREVIERI
INTRODUCERE 1 1
OBIECTIVELE TEZEI 2 2
ORGANIZARE TEZA 3 3
1. STOCAREA ENERGIEI UTILIZÂND POMPAREA APEI 4 4
1.1. Descrierea şi amplasarea CHEAP 4 4
1.2. Instalaţii de pompare 6 4
1.3. Pompe şi turbine hidraulice utilizate în instalaţiile CHEAP 9 6
1.3.1. Pompe hidraulice 9 6
1.3.1.1. Principiul de funcţionare al pompelor hidraulice 10 7
1.3.1.2. Pierderile la funcţionarea pompelor hidraulice 13 9
1.3.1.3. Factorii care influenţează alegerea unei pompe 14 10
1.3.2. Turbine hidraulice 15 10
1.3.2.1. Curbe caracteristice 18 12
1.3.2.2. Alegerea turbinelor reversibile 19 13
1.4. Concluzii 20 13
2. STOCAREA ENERGIEI EOLIENE UTILIZÂND POMPAREA APEI 22 15
2.1. Descrierea unui sistem de conversie a energiei eoliene în energie hidraulică 22 15
2.1.1. Sistemul de conversie, turbină eoliană – generator 23 15
2.1.2. Convertorul static al generatorului eolian 26 18
2.1.3. Sistemului de conversie motor – pompă 27 18
2.2. Conversia energiei eoliene în energie potenţială 29 19
2.2.1. Funcţionarea sistemului motor – pompă la turaţie variabilă 30 19
2.2.2. Conversia energetică a sistemului eolian – hidro 31 20
2.2.3. Pierderile care apar în lanţul de conversie eolian – hidro 35 23
2.2.4. Timpul de răspuns al CHEAP 36 23
2.2.5. Contorizarea energiei în regim de pompare/turbinare 36 24
2.3. Concluzii 38 24
3. MODELAREA ELEMENTELOR SISTEMULUI ELECTRIC DE
STOCARE A ENERGIEI EOLIENE PRIN POMPAREA APEI
39 26
3.1. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi 39 26
3.1.1. Modelul trifazat al maşinii sincrone cu magneţi permanenţi 39 26
3.1.2. Modelul bifazat al maşinii sincrone cu magneţi permanenţi 41 27
3.2. Schema de acţionare a MSMP antrenând o pompă centrifugală 43 28
3.2.1. Regulatorul de curent 45 29
3.2.2. Regulatorul de turaţie 47 31
3.2.3. Regulatorul de poziţie al rotorului 48 32
3.3. Convertorul static al MSMP 49 32
3.3.1. Redresorul 49 33
3.3.2. Filtrul Trece – Jos 51 34
3.3.3. Invertorul de tensiune 52 34
3.3.3.1. Invertorul cu două niveluri de tensiune 54 35
3.3.3.2. Tehnici de modulare a impulsurilor în durată (MID) 55 36
3.3.3.3. Supramodulaţia 62 38
3.3.3.4. Calculul pierderilor prin invertor 63 39
3.3.3.5. Comparaţie între tennica MID sinusoidal şi MID cu fazori spaţiali 64 39
3.4. Pompa centrifugală 65 40
3.5. Concluzii 68 41
4. SIMULAREA MODELULUI AUTONOM EOLIAN-HIDRO DE STOCA-
REA ENERGIEI PRIN POMPAREA APEI
69 42
4.1. Descrierea părţiilor componente ale sistemului autonom în Matlab Simulink 69 42
4.1.1. Modelul Matlab-Simulink al sistemului de stocare a energiei prin pompare 69 42
4.1.2. Turbina hidraulică 70 42
4.1.3. Pompa centrifugală 71 43
4.1.4. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi 72 43
4.1.5. Regulatoarele de curent 73 44
4.1.6. Regulatorul de turaţie 75 45
4.1.7. Blocurile de transformare de coordonate 76 45
4.1.8. Invertorul de tensiune 78 46
4.1.9. Blocul de comandă al inverorului 79 47
4.1.9.1. Tehnica de modulare PWM bazată pe undă purtătoare 79 47
4.1.9.2. Tehnica de modulare PWM bazată pe fazori spaţiali 83 47
4.2. Rezultatele obţinute în programul Matlab-Simulink în regim de pompă 89 52
4.3. Soluție particulară pentru stocarea energiei, utilizând o turbină hidraulică 93 55
4.4. Concluzii 95 57
5. REZULTATE EXPERIMENTALE 96 58
5.1. Modelul Matlab-Simulik implementat în programul dSPACE 96 58
5.2. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 2,2 kVA 101 61
5.3. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 4,5 kVA 104 63
5.4. Validarea rezultatelor experimentale 109 66
5.5. Concluzii 111 68
6. CONCLUZII FINALE. CONTRIBUŢII ORIGINALE. DISEMINAREA
REZULTATELOR. DIRECȚII VIITOARE DE CERCETARE
112 69
6.1. Concluzii finale 112 69
6.2. Contribuţii originale 115 72
6.3. Diseminarea rezultatelor 115 72
6.4. Direcţii viitoare de cercetare 116 73
BIBLIOGRAFIE 117 74
ANEXE
Anexa 1, Energia regenerabilă în lume şi în România
Anexa 2, Modele Matlab/Simulink® utilizate în simulări şi în dSPACE
Anexa 3, Caracteristicile maşinilor electrice utilizate în simulări şi experimente
Anexa 4, Lista de tabele
Anexa 5, Lista de figuri
Anexa 6, Index
Anexa 7, Program s-function
Anexa 8, Rezumat/abstract
Anexa 9, Curriculum vitae
TABLE OF CONTENTS
Pg.
Thesis
Pg.
Summ.
LIST OF SYMBOLS
LIST OF ABBREVIATIONS
INTRODUCTION 1 1
OBJECTIVES 2 2
THESIS STRUCTURE 3 3
1. THE ENERGY STORAGE USING WATER PUMPING 4 4
1.1. Description and location of CHEAP 4 4
1.2. The pumping installations 6 4
1.3. The pumps and the hydraulic turbines used in the CHEAP installations 9 6
1.3.1. The hydraulic pumps 9 6
1.3.1.1. The operating principal of the hydraulic pumps 10 7
1.3.1.2. The operating losses of the hydraulic pumps 13 9
1.3.1.3. The factors influencing the choice of a pump 14 10
1.3.2. The hydraulic turbines 15 10
1.3.2.1. The characteristic curves 18 12
1.3.2.2. Choosing of the reversible turbines 19 13
1.4. Conclusions 20 13
2. THE WIND ENERGY STORAGE BY WATER PUMPING 22 15
2.1. The description of a conversion system for the wind energy into hydraulic energy 22 15
2.1.1. The wind turbine-generator conversion system 23 15
2.1.2. The static convertor of the wind turbine generator 26 18
2.1.3. The pump-motor group conversion system 27 18
2.2. The wind energy conversion into potential energy 29 19
2.2.1. The operation of the motor-pump group system at variable speed 30 19
2.2.2. The energetic conversion of the wind-hydro system 31 20
2.2.3. The losses of the wind-hydro energetic chain 35 23
2.2.4. The response time of the CHEAP 36 23
2.2.5. Energy metering of the pumping/generating regime 36 24
2.3. Conclusions 38 24
3. THE ELECTRIC SYSTEM MODELING OF THE WIND ENERGY STORAGE
BY WATER PUMPING 39 26
3.1. The permanent magnet synchronous machine (PMSM) 39 26
3.1.1. The abc model of the PMSM 39 26
3.1.2. The dq model of the PMSM 41 27
3.2. The PMSM drive system with a centrifugal pump 43 28
3.2.1. The current controller 45 29
3.2.2. The speed controller 47 31
3.2.3. The rotor position controller 48 32
3.3. The static converter of PMSM 49 32
3.3.1. The rectifier 49 33
3.3.2. The low-pass filter 51 34
3.3.3. The voltage source inverter 52 34
3.3.3.1. Two level classic voltage inverter 54 35
3.3.3.2. Pulse width modulation techniques (PWM) 55 36
3.3.3.3. Overmodulation 62 38
3.3.3.4. The inverter losses 63 39
3.3.3.5. Comparison between the sine PWM and space vector modulation 64 39
3.4. The centrifugal pump 65 40
3.5. Conclusions 68 41
4. SIMULATION OF THE WIND-HYDRO AUTONOMOUS MODEL 69 42
4.1. The components description of the autonomous system in Matlab Simulink 69 42
4.1.1. The Matlab - Simulink model of the energy pumping storage system 69 42
4.1.2. The hydraulic turbine 70 42
4.1.3. The centrifugal pump 71 43
4.1.4. The permanent magnet synchronous machine 72 43
4.1.5. The current controllers 73 44
4.1.6. The speed controller 75 45
4.1.7. The transformation blocks 76 45
4.1.8. The voltage source inverter 78 46
4.1.9. The inverter command block 79 47
4.1.9.1. The sine PWM technique 79 47
4.1.9.2. The space vector modulation PWM technique 83 47
4.2. The results obtained from Matlab-Simulink program in pump regime 89 52
4.3. The particular solution for energy storage obtained from RES 93 55
4.4. Conclusions 95 57
5. THE EXPERIMENTAL RESULTS 96 58
5.1. The Matlab-Simulink model from dSPACE system 96 58
5.2. The experimental results obtained for a 2,2 kVA PMSM 101 61
5.3. The experimental results obtained for a 4,5 kVA PMSM 104 63
5.4. The validation of the experimental results 109 66
5.5. Conclusions 111 68
6. FINAL CONCLUSIONS AND THE PERSONAL CONTRIBUTIONS 112 69
6.1. Final conclusions 112 69
6.2. Original contributions 115 72
6.3. Dissemination of results 115 72
6.4. Further research directions 116 73
REFERENCES 117 74
APPENDICES
Appendix 1, The renewable energy in Romania and in world
Appendix 2, The Matlab/Simulink® models used in simulation and dSPACE
Appendix 3, The catalogue data of the PMSM
Appendix 4, List of tables
Appendix 5, List of figures
Appendix 6, Index
Appendix 7, Program s-function
Appendix 8, Abstract
Appendix 9, Curriculum vitae
INTRODUCERE
În ultimele decenii, rezerva de energie obţinută de la combustibilii fosili s-a diminuat
şi nivelul de poluare a crescut. Pentru aceasta s-a apelat tot mai intens la sursele regenerabile
de energie, asigurându-se în acest mod creşterea siguranţei în alimentarea cu energie a
consumatorilor. Utilizând sursele regenerabile de energie (SRE), importul de resurse ener-
getice s-a redus satisfacător. Producerea energiei electrice din energie curată se poate obţine
utilizând sistemele hibride de energie, concentrate în micro-generatoare şi micro-reţele[1-3].
În condiţiile exacte din România se pot lua în considerare următoarele tipuri de SRE:
energia solară, utilizată la producerea energiei electrice prin sisteme fotovoltaice,
mono- sau policristaline, respectiv producerea de căldură prin metode de conversie a
energiei solare în energie termică [3].
energia termică se poate obţine utilizând captatoare cu sau fără concentrarea radiaţiei
solare, captatoare cu tuburi vidate sau sisteme de încălzire solare pasive sau active cu
caracter direct sau indirect [4].
energia hidro, utilizată la producerea enegiei electrice prin conversia energiei
potenţiale a apei în energie electrică. Aproximativ 30 % din energia solară care ajunge
în atmosferă este consumată în circuitul hidrologic, care produce ploi şi energia
potenţială a apei din izvoarele de munte şi râuri. Puterea produsă într-o anumită peri-
oadă de timp de microhidrocentrale sau centrale este numită energie hidroelectrică [5].
energia eoliană, utilizată la producerea energiei electrice prin conversia energiei
cinetice a vântului în energie electrică. Energia electrică se obţine utilizând turbine
eoliene construite să funcţioneze la viteză variabilă. Din totalul de energie solară pe
care îl primeşte pământul, doar 1-2 % este transformată în energie eoliană [6].
energia bio, care provine din reziduuri vegetale, forestiere şi agricole, deşeuri din
prelucrarea lemnului şi alte produse. Producerea energiei se face prin arderea
biomasei, a biocombustibilului şi a biogazului. Energia biomasei poate fi obţinută prin
fotosinteză şi practic este inepuizabilă [7].
energia geotermală, care utilizează căldura din interiorul scoarţei, exploatabilă cu
tehnologii speciale de foraj şi extracţie.
Utilizarea surselor regenerabile de energie are avantajul durabilităţii lor şi al
impactului neglijabil asupra mediului ambiant. Potenţialul utilizabil al surselor regenerabile
din România este mult mai mic datorită limitărilor tehnologice, eficienţei economice şi a
restricţiilor de mediu.
Introducere
2
Acordurile de la Copenhaga (încheiat în anul 2009) şi de la Paris (încheiat în anul
2015) privind încălzirea globală, adoptate de liderii a treizeici de state industrializate şi
emergente, au ca scop limitarea încălzirii globale la 2 0C. Summitul de la Paris urmăreşte
ajutarea ţărilor mai vulnerabile la schimbările climatice. Acest acord prevedea o investiţie de
30 de miliarde de dolari pe termen scurt (anii 2010 - 2012) şi aproximativ alte 100 de miliarde
de dolari pe termen lung (până în anul 2020) pentru rezolvarea acestei probleme. Documentul
semnat solicita statelor dezvoltate şi celor în curs de dezvoltare să reducă emisiile gazelor cu
efect de seră până la sfârşitul lunii ianuarie 2010 [8]. Principalele puncte de dezacord au fost:
costurile legate de atenuare şi adaptarea la efectele schimbărilor climatice;
contribuţia fiecărei părţi la reducerea emisiilor, în spiritul principiului responsabilităţii
comune, dar diferenţiate.
În România, pe râul Olt, în sectorul Slatina – Dunăre, există hidroagregate reversibile turbină–
pompă instalate la căderi mici (H ~ 14 m), de tip Bulb cu puterea instalată de 13,7 MW fiecare.
Centralele hidroelectrice au fost proiectate să lucreze în regim de turbinare şi să debiteze energia
obţinută în sistemul energetic naţional (SEN), iar în regim de pompare să asigure irigarea unor
suprafeţe agricole din bazinul Oltului [9];
În judeţul Cluj, pe versantul stâng al Someşului Cald, în dreptul lacului de acumulare Tarniţa,
care serveşte ca rezervor inferior de acumulare, s-a dorit construirea unei centrale hidroelectrice cu
acumulare prin pompare (CHEAP). În acest sens, s-a realizat un proiect în două variante, având patru
grupuri reversibile turbină–pompa cu o putere instalată de 250 MW, respectiv trei grupuri reversibile
turbină–pompă cu puterea instalată de 335 MW [10]. Proiectul a fost gândit să fie în concordanţă cu
construcţia noilor grupuri de la Cernavodă, pentru a crea o disponibilitate mare de energie electrică în
SEN. Energia electrică disponibilă va fi folosită în perioada nopţii, în sărbatori legale şi la sfârşitul
săptămânii pentru stocarea energiei electrice sub formă potenţială .
Obiectivele tezei:
Obiectivul principal este proiectrea optimizată a unui sistem de stocare a energiei
regenerabile (SSER), utilizând maşini sincrone cu magneţi permanenţi în scopul creşterii
randamentului global al acestuia.
Obiective adiacente:
construirea unui simulator pentru sistemul SSER, în scopul definirii unei soluţii
optime din punct de vedere energetic;
conceperea sistemului de control al invertorului de tensiune utilizând teoria fazorilor
spaţiali;
Introducere
3
conceperea, proiectarea şi acordarea regulatoarelor de curent şi de turaţie pentru
sistemul de acţionare considerat;
crearea unui emulator pentru implementarea soft a SSER;
determinări experimentale pentru ridicarea caracteristicilor optime de funcţionare ale
SSER.
Organizare teză
În Capitolul 1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei sunt prezentate câteva
probleme legate de amplasarea centralelor hidroelectrice cu acumulare prin pompare, instalaţii de
pompare utilizate în circuit închis sau deschis. În acest capitol sunt prezentate câteva modele de
pompe şi turbine hidraulice, precum şi alegerea, aplicabilitatea şi funcţionarea lor.
Capitolul 2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei prezintă câteva probleme
legate de pomparea şi turbinarea apei în scopul stocării şi consumului energiei electrice. În prima
parte a capitolului sunt descrise părţile componente ale lanţului de conversie eolian–hidro. Partea
a doua descrie conversia energiei eoliene în energie hidraulică şi factorii implicaţi (pierderi,
timpul de răspuns).
În Capitolul 3. Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene
prin pomparea apei este tratată punctual modelarea matematico–fizică a elementelor lanţului de
conversie: convertorul de putere, maşina de acţionare a pompei centrifugale şi pompa centrifugală
(emulată cu ajutorul unei maşini asincrone trifazate funcţionând pe reţea autonomă).
Capitolul 4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin
pomparea apei prezintă detaliat părţile componente ale lanţului electroenergetic de conversie a
energiei regenerabile în energie electrică în programul Matlab-Simulink pentru sistemul autonom
considerat. Echipamentele care în capitolul anterior au fost modelate matematic vor constitui
blocuri de simulare pe baza ecuaţiilor din acest capitol.
În Capitolul 5. Rezultate experimentale sunt tratate şi interpretate rezultatele obţinute
experimental pentru sistemul de control dezvoltat cu care s-au efectuat simulările din capitolul
anterior pentru două maşini sincrone cu magneţi permanenţi (MSMP) diferite. Ambele au fost
proiectate să funcţioneze în regim de generator. Rezultatele au fost obţinute pe două standuri
experimentale după modelul realizat în Matlab Simulink şi implementat ulterior în programul
dSPACE.
Capitolul 6. Concluzii finale, contribuţii originale, diseminarea rezultatelor, direcţii
viitoare de cercetare este dedicat concluzilor finale, contribuţiilor personale, respectiv cercetărilor
posibile în viitor.
1. STOCAREA ENERGIEI UTILIZÂND POMPAREA APEI
1.1. Descrierea şi amplasarea centralelor hidroelectrice cu acumulare prin pompare
Centralele hidroelectrice cu acumulare prin pompare (CHEAP) pot fi realizate în
circuit deschis sau închis. Pentru CHEAP realizate în circuit închis (Fig. 1.1), apa este
recirculată continuu între o acumulare inferioară şi una superioară.
O CHEAP care funcţionează în circuit deschis are mai multe maşini energetice
comparativ cu centralele dispuse în circuit închis: motor, pompă, turbină şi generator. În Fig.
1.2, apa este pompată din bazinul inferior I prin conductele forţate 1 şi 2 în bazinul superior.
Apa coboară prin conducta forţată 3 la CHEAP II, unde este turbinată. Principalele surse de
pierderi sunt datorate evaporării şi scurgerii apei din bazinele sau lacurile de acumulare.
Întrucât cantitatea stocată de energie potenţială a apei este mare, şi pierderile de energie vor fi
mari [1.3].
1.2. Instalaţii de pompare
Fig. 1.1. Centrale hidroelectrice cu acumulare prin pompare în circuit închis [1.17].
Fig. 1.2. Centrale hidroelectrice cu acumulare prin pompare în circuit deschis [1.17].
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
5
ar ZZH 0 , (1.1)
Pentru a stabili cu exactitate partea economică este necesră realizarea unei diagrame a
costurilor în raport cu durata de funcţionare în decursul unei zile.
Centralele subterane cu două etaje au
două căderi verticale de apă. Acestea pot avea
un rezervor suplimentar amplasat între
rezervoarele principale, pentru controlul
debitului din amonte. Schema unei instalaţii de
pompare a apei este prezentată în Fig. 1.3.
Rezervoarele din care se aspiră sau se
refuleză apa sunt aşezate la altitudini diferite şi
au presiuni diferite între ele, dar şi diferenţe de
presiune atmosferică. Înălţimea statică (H0) este
diferenţa de nivel dintre cota apei bazinului din
amonte (Zr) şi cota apei bazinului din aval (Za),
a bazinului de aspiraţie [1.5]:
rZ0H
aZ
rH
1Z2Z
aH
y
2p
1p
Fig. 1.3. Schema unei instalaţii de pompare [1.5].
Fig. 1.4. Schema de montare a conductei [1.18].
În instalaţiile de pompare, pentru
asigurarea unei presiuni constante în
instalaţia de pompare, se vor evita
montajele care permit formarea pungilor de
aer (Fig. 1.4).
Diametrul conductelor de refulare şi
de aspiraţie trebuie să fie cel puţin egal cu
orificiile pompei instalate. Atunci când sunt
utilizate conducte cu diametre superioare
îmbinate, raportul de conicitate a reducţiilor
concentrice nu trebuie să depăşească 1:10.
Conductele sunt dimensionate în raport cu
presiunea maximă.
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
6
1.3. Pompe şi turbine hidraulice utilizate în instalaţiile CHEAP
1.3.1. Pompe hidraulice
Pompa este o maşina hidraulică care transmite lichidului care o parcurge energia
mecanică a unei surse exterioare. Principala caracteristică a unei pompe este de a mări energia
lichidului. Cantitatea de energie obţinută poate fi influenţată de concepţia şi execuţia pompei.
În principiu, acţiunea unei pompe asupra lichidului poate fi: dinamică, caracterizată de
pompa centrifugală, sau statică, caracterizată de pompa cu piston.
Fig. 1.5. Diagrama economică a investiţiei [1.14].
În Fig. 1.5 sunt prezentate diagra-
mele cheltuielilor, reprezentate printr-o
pantă constantă, precum şi costul energiei
consumate. Salturile verticale reprezintă
cheltuielile de întreţinere, dobânzile şi
amortismentele.
Caracteristica A are cost iniţial
ridicat cu cheltuieli de întreţinere şi
combustibil reduse. Investiţia B are cost
iniţial ridicat, întreţinere scumpă şi
cheltuieli de combustibil reduse.
Investiţia C are cost iniţial mijlociu
şi cheltuieli pentru combustil reduse. Caracteristica D prezintă cost iniţial redus şi
cheltuieli pentru întreţinere şi combustibil ridicate. Punctele de intersecţie dintre
caracteristicile diagramei determină momentul când o maşină de antrenare devine
neeconomică în comparaţie cu alta.
Tabelul 1.1. Coeficienţii de multiplicare ai puterii pompei [1.5].
Puterea absorbită la arborele pompei.
[kW]
Coeficienţii de multiplicare ai puterii pompei.
H 0,8·H 0,5·H
0,1 – 3,0 1,25 1,50 1,80
3,5 – 7,5 1,18 1,40 1,60
8 – 37,5 1,15 1,35 1,45
38 – 75 1,12 1,30 1,40
> 75 1,09 1,25 1,35
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
7
1.3.1.1.Principiul de funcţionare al pompelor hidraulice
Funcţionarea unei pompe în regim asemănător, dar la turaţii diferite, se poate
extrapola în baza urmatoarelor relaţii [1.1]:
,;;3
2
1
2
12
2
1
2
1
2
1
2
1
nn
PP
nn
HH
nn
p
p (1.6)
unde: Q1, Q2 – debite, ; H1, H2 – diferenţe de nivel, Pp1, Pp2 – puteri, n1 şi n2. – turaţii.
Din relaţiile prezentate anterior se înţelege că raportul debitelor pompei la diferite
turaţii este egal raportul turaţilor lor, raportul diferenţelor de nivel este egal cu raportul
turaţilor la puterea a doua şi raportul puterilor pompei este egal cu raportul turaţilor la puterea
a treia.
La pompele centrifugale, când arborele este antrenat de la o sursă exterioară, se
transmite rotorului o mişcare de rotaţie; lichidul care se găseşte în contact cu rotorul este
dirijat către periferia acestuia datorită forţei centrifugale care acţionează asupra lui. Palele
rotorului vor dirija traiectoria lichidului, astfel încât la ieşirea din rotor acesta va poseda o
energie cinetică, care ulterior va fi transformată în energie potenţială de presiune.
Clasificarea pompelor centrifugale se poate face astfel:
a. După natura lichidului: se cunosc pompe centrifugale pentru lichide obişnuite (apă,
ulei) şi pompe centrifugale pentru lichide speciale (nocive, inflamabile);
Fig. 1.6. Domeniile de utilizare a pompelor [1.7].
Semnificaţia notaţiilor din figura
alăturată arată domeniile de utilizare a
următoarelor tipuri de pompe: 1. Pompe
centrifugale mono- şi multietajate. 2.
Pompe axiale. 3. Pompe cu canale laterale
şi perifiale. 4. Pompe volumice. Primele
trei categorii de pompe au un domeniu de
utilizare larg.
Aceste diagrame reprezintă
restricţii, împreună cu criteriile de optimi-
zare (randament maxim; consum minim
de material). Aşadar, fiecare maşină trebuie să se potrivească cu parametrii funcţionali [1.8].
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
8
b. După flux. În funcţie de presiune pompele pot fi: monoetajate şi multietajate. În cazul
în care se urmăreşte obţinerea unei presiuni înalte sunt utilizate mai multe rotoare
montate pe un arbore comun, parcurse de lichid în serie. Aşadar, presiunea totală a
pompei este repartizată la mai multe rotoare;
c. După rapiditatea rotorului. Pompele centrifugale pot fi construite în funcţie de forma
rotorului, fiind axiale şi radiale. Pompele radiale pot avea rotor radial sau rotor
Francis;
d. După execuţia pompei. În funcţie de utilizare, pompele pot fi: normale, de adâncime,
speciale sau autoaspiratoare.
Turbo-pompele sau pompele centrifugale sunt folosite pentru înălţimi mari şi debite
relativ mici. Curbele caracteristice se obţin prin intersecţia suprafeţelor caracteristice (a
puterii, a randamentului) cu planele de turaţie constantă (n = constant). Curbele pot fi: de
sarcină, H = H(Q); de putere, P = P(Q); de randament, η = η(Q); de cavitaţie, NPSH =
NPSH(Q) (Fig. 1.7).
Există două categorii de factori care influenţează curbele caracteristice de funcţionare
a turbo-pompelor: factori externi, care sunt în legătură cu tipul şi proprietăţile fluidului ce
trece prin pompă, şi factori interni, care ţin de tipul şi de construcţia pompei alese.
Fig. 1.7. Curbele caracteristice ale unei turbo-pompe centrifugale [1.10].
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
9
Caracteristica de lucru a pompei corespunde energiei raportate la greutate, pe care o
poate da atunci când transportă fluidul cu debitul Q.
1.3.1.2.Pierderile la funcţionarea pompelor hidraulice
Pierderile care intervin în fucţionarea pompelor hidraulice pot fi exprimate prin: debit
(acestea conduc la micşorarea randamentului volumetric), prin diferite neetanşeităţi, prin
frecări hidraulice în diferite organe, pierderi mecanice şi pierderi de înălţime, care conduc la
micşorarea randamentului hidraulic. Randamentul hidraulic al pompei este raportul dintre
înălţimea geometrică şi înălţimea statică majorată cu pierderile de înălţime din pompă [1.5]:
,hpg
ghp hH
H
(1.8)
unde: ηhp – randamentul hidraulic al pompei, Hg – înălţimea geometrică, hhp – înălţimea
statică majorată cu pierderile din pompă. Pentru ca randamentul total al pompei să fie
performant trebuie ca ηhp > 0,9. Pierderile mecanice introduc randamentul mecanic al pompei:
,mpnp
npmp PP
P
(1.9)
unde: Pnp – puterea necesară acţionării pompei fără pierderi, ΔPmp – pierderile mecanice.
Cunoscând debitul net al pompei şi pierderile acesteia, se calculează randamentul
volumetric:
Fig. 1.8. Punctul de funcţionare energetică [1.10].
Atunci când energia cedată de
pompă este egală cu energia utilă pentru
funcţionarea instalaţiei, pentru acelaşi
debit calculat, va exista un punct optim
de funcţionare.
Punctul de fucţionare energetică
este situat la intersecţia curbelor
caracteristice ale pompei (Fig.1.8).
Acesta este determinat de punctul
maxim de randament pe care l-a atins
maşina hidraulică.
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
10
prpvp nVk
Q
0 , (1.10)
unde: kv – constantă pentru determinarea randamentului volumetric, Vrp – volumul refulat
într-un ciclu dependent de forma şi de dimensiunile geometrice ale pompei, np – turaţia
pompei.
Randamentul total al pompei va fi:
pmphpp 0 , (1.11)
1.3.1.3.Factorii care influentează alegerea unei pompe
Prin alegerea pompei hidraulice se impune asigurarea condiţiilor de debit şi de
presiune a lichidului în raport cu înălţimea de pompare. Totodată se urmăreşte ca parametrii
pompei să fie în concordanţă cu parametrii instalaţiei de pompare. Factorii care influenţează
alegerea unei pompe sunt:
debitul necesar de fluid, Q;
înălţimea de pompare a instalaţiei, H;
lichidul pompat (apa, produse petroliere, produse chimice);
proprietăţile fizico-chimice ale lichidului (greutate specifică, temperatură, vâscozitate,
presiune de vaporizare, agresivitate);
condiţiile de aspiraţie (presiunea barometrică, nivelul minim sau maxim al sursei);
condiţii locale (altitudinea terenului, distanţa de la pompă la sursă);
natura energiei de antrenare a pompei (tipul motorului de antrenare şi parametrii lui).
Raportat la randament, pompele centrifugale în comparaţie cu alte tipuri de pompe, au
urmatoarele avantaje:
au construcţie mai compactă şi gabaritul raportat la puterea lor;
ocupă spaţii mici în sala maşinilor;
au preţ de cost redus, exceptând modelele care sunt construite la presiuni reduse;
nu sunt sensibile la lichide cu impurităţi;
cheltuielile de întreţinere sunt mici.
1.3.2. Turbine hidraulice
Turbinele hidraulice pot fi acţionate direct dacă sunt montate pe cursul apei sau printr-
o conductă forţată de apa acumulată într-un bazin în amonte. În cazul în care nu există un
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
11
rezervor de acumulare al apei şi centrala este construită în lungul râului, debitul este constant
în intervale scurte de timp sau chiar sezonier.
Energia potenţială a apei poate fi transformată în energie mecanică utilizându-se
turbinele hidraulice, prin două metode principale:
Prima metodă, atunci când presiunea apei aplică o forţă pe palele rotorului turbinei,
care scade odată cu trecerea apei prin turbină. Fenomenul este definit ca reacţiune sau
ca suprapresiune;
A doua metodă, atunci când energia apei este trasformată în energie cinetică sub forma
unui jet de mare presiune care loveşte palele rotorului, punând în mişcare turbina
hidraulică. Acest fenomen este întâlnit la turbinele cu acţiune sau de impuls.
În Fig. 1.9 a şi b sunt prezentate două tipuri de turbine. Turbina de impuls este cea la
care unul sau mai multe jeturi lovesc cupele dispuse la periferia rotorului. Fiecare jet este
eliberat printr-o duză cu ac pentru controlul debitului. Altă turbină este cu reacţiune, care îşi
poate ajusta palele rotorului pentru a câştiga cât mai mult din energia potenţială a apei. Când
debitul apei este scăzut turbina cu reacţiune îşi va modifica unghiul palei astfel încât
presiunea exercitată pe palele acesteia să fie maximă.
Clasificarea turbinelor hidraulice se poate face:
a. După principiul de funcţionare, se cunosc: turbine cu acţiune sau de egală presiune
(Pelton, Turgo, Crossflow) şi turbine cu reacţiune sau de suprapresiune (Francisc,
Kaplan, Bulb).
Turbinele de egală presiune transformă energia potenţială a apei în energie cinetică
până la ieşirea din statorul turbinei, iar rotorul va prelua această energie. Turbinele Pelton se
încadrează în debite relativ mici şi căderi mari. Puterea hidraulică maximă este de 420 MW.
Turbinele de mare presiune transformă energia potenţială a apei în energie cinetică a
rotorului, în interiorul turbinei. Turbinele Kaplan sunt realizate pentru debite mari şi căderi
mici.
Fig. 1.9a. Turbina cu acţiune sau de impuls [1.19].
Fig. 1.9b. Turbina cu reacţiune [1.20].
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
12
În tabelul 1.2 sunt prezentate cele mai utilizate tipuri de turbine hidraulice şi valorile
minime şi maxime ale parametrilor specifici.
Grupurile reversibile turbină-pompă utilizate în circuit închis au turbine la care se
poate face controlul palelor directoare, pentru obţinerea unui randament superior (Fig. 1.6).
Înlocuirea turbinelor clasice cu unele moderne poate diminua costurile instalaţiei
hidraulice, renunţând la vanele de admisie cu control automat.
1.3.2.1.Curbe caracteristice
Utilizând o funcţie matematică prin care pot fi exprimaţi parametrii hidraulici (debit,
căderea netă), parametrii mecanici (putere, turaţie, cuplu), randamentul, precum şi parametrii
specifici modelului de turbină ales (deschiderea palei de aparatul director, unghiul de aşezare
al palelor rotorice, coeficientul de cavitaţie al lui Thoma) se poate construi un sistem care va
pune în funcţiune turbina hidraulică [1.16]:
Tabelul 1.2. Tipuri de turbine hidraulice cu acţiune şi cu reacţiune [1.7], [1.10]. Crt. Tip Turbină Debit Înălţime Putere Randament Turaţie [m3/s] [m] [MW] [%] [rpm]
Turbine cu acţiune.
1.1 Pelton 1-83 50-1869 0,44-423 90-93 14-58 1.2 Micro-Pelton 0,02-1 30-400 0,002-1 20-53 1.3 Turgo 1-10 50-260 0,44-4,4 max 90 22-33 1.4 Bánki 0,02-10 1-200 0,001-1,5 80-86 35-513
Turbine cu reacţiune. 2.1 Kaplan 1-980 1-80 0,009-217 92-94 214-860 2.2 Micro-Kaplan 0,18-1 1,5-10 0,002-0,83 2.3 Elicoidală 9-55 0,5-100 364-900 2.4 Axiană Bulb 1,2-695 1-22 0,13-68 90-94 632-960 2.5 Axială Straflo 7,5-887 4,9-36,5 1-98 2.6 Francis 0,5-980 11-750 0,5-978 90-95,6 13-485 2.7 Micro-Francis 0,05-1 20-150 0,008-1,25 max 90 52-291 2.8 Dériaz 1,5-500 20-150 0,27-677 max 92 144-450
Modificarea unghiului palelor
turbinei hidraulice cu ± 30 grade va
permite obţinerea unui randament superior
grupului motor-pompă, cu toate că
majoritatea vanelor de admisie pot fi
controlate automat, reglându-se debitul
apei prin conducta forţată.
Fig. 1.10. Ajustarea palelor turbinei [1.20].
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
13
0,,,,,,, 00 TnPHQf , (1.16)
unde: α0 – deschiderea palei de aparatul director, β0 – unghiul de aşezare al palelor rotorice,
σ – coeficientul de cavitaţie a lui Thoma.
1.3.2.2.Alegerea turbinelor reversibile
Maşinile reversibile pot funcţiona consecutiv ca pompe sau ca turbine. Există turbine
axiale (Kaplan) şi radiale (Francis şi Dériaz). Coeficienţii funcţionali ai maşinilor reversibile
reprezintă raportul dintre parametrii (hidraulici, mecanici sau cavitaţionali) în regim de
turbinare şi parametrii în regim de pompare.
1.4. Concluzii
Schemele de amenajare ale CHEAP în circuit închis conţin mai puţine echipamente de
conversie a energiei, comparativ cu schemele de amenjare în circuit deschis. Durata de
amortizare a investiţiei a CHEAP în circuit deschis este mai mare. Pierderile de energie prin
stocarea apei în circuit deschis sunt mai mari, datorită evaporării apei.
Pomparea apei în circuit închis poate fi făcută de către maşina hidraulică reversibilă.
Atunci când consumul de energie este redus, maşina hidraulică funcţionează în regim de
pompă, convertind energia electrică disponibilă în energie potenţială. În timpul zilei, când
solicitările consumatorului casnic sunt mari, energia potenţială stocată va fi convertită în
energie electrică prin turbinare. Acest lucru va creşte siguranţa în alimentarea cu energie
electrică a consumatorului.
Proiectarea maşinilor hidraulice reversibile se face în regim de pompă. Conform
domeniului de utilizarea a pompelor arătat, pompele centrifugale au o gamă mai mare de
a. Turbina Kaplan. b. Turbina Francis.
Fig. 1.11. Caracteristicile primare pentru turbinele hidraulice [1.14].
1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei
14
utilizare. În instalaţiile unde debitul este scăzut, sunt utilizate pompe centrifugale multietajate
pentru a creşte presiunea în instalaţie şi, ulterior, randamentul. Comparativ cu alte tipuri de
pompe utilizate, pompele centrifugale au preţ de cost redus şi greutatea raportată la puterea
lor.
Conform tipurilor de turbine arătate, ca maşină revesibilă vor fi utilizate cele cu gama
de turaţie mai mare, pentru a evita montarea unui multiplicator de viteză. Un astfel de
echipament va conduce la un randament global mai mic şi la un preţ total al instalaţiei mai
mare. Randamentul turbinei depinde de parametrii hidraulici din instalaţie, dar şi de
parametrii geometrici ai modelului ales.
În regim de pompare, sarcina (înălţimea de pompare) scade invers proporţional cu
creşterea debitului. Randamentul unei pompe centrifugale este cuprins între 0,4 şi 0,9 unităţi
relative. Randamentul maxim al pompei este în funcţie de modelul şi de puterea pompei. În
regim de turbinare, debitul creşte proporţional cu sarcina.
Intersecţia caracteristicii de sarcină a instalaţiei, H = H(Q), cu caracteristica de sarcină
a turbinei va da punctul de funcţionare caracterizat prin debitul şi înălţimea la care
funcţioneză turbina. De aici, se poate stabili randamentul maxim al maşinii hidraulice
reversibile pentru ambele regimuri de funcţionare. Parametrii de sarcină ai pompei trebuie să
fie cât mai apropiaţi de parametrii instalaţiei. Atunci când pompa este utilizată în regim de
turbină, debitul trebuie să fie menţinut constant.
Constructorul de maşini reversibile garantează performanţele energetice prin datele
prezentate în catalog. Mărimile caracteristice în regimul de funcţionare ca pompă sunt
înălţimea (H) şi debitul (Q) iar în regim de turbină, debitul (Q) şi turaţia (n).
2. STOCAREA ENERGIEI EOLIENE UTILIZÂND POMPAREA APEI
2.1. Descrierea unui sistem de conversie a energiei eoliene în energie hidraulică
Energia electrică furnizată la consumator este influenţată de condiţiile de producere şi
de fiabilitatea echipamentelor care o produc. Întrucât energia eoliană are un caracter variabil,
stabilitatea unui sistem electroenergetic poate fi echilibrată de elemente de stocare pe termen
lung. În perioadele când consumul de energie electrică este mic, energia eoliană va fi stocată
sub formă de energie hidraulică (Fig. 2.1). Conversia energiei eoliene în energie hidraulică
implică pierderi relativ mari. Din punct de vedere economic, energia eoliană este gratuită.
2.1.1. Sistemul de conversie Turbină Eoliană – Generator
Turbina eoliană. Echipamentul de conversie este constituit din: turbina eoliană,
anemometru, girueta, cutia de viteze şi generatorul sincron cu magneţi permanenţi (GSMP) şi
elemente electro-mecanice ale circuitului de forţă (cutia de viteze). În afară de acestea, mai
sunt elementele de protecţie şi control. În Fig. 2.2 sunt prezentate detaliat elementele
principale ale ansamblului turbină-generator.
Palele rotorului sunt confecţionate din materiale care au densitatea mică, pentru un
control aerodinamic mai bun. Pot fi în număr de două sau trei, dispuse pe circumferinţa
rotorului. Cu cât suprafaţa lor este mai mare, cu atât şi cantitatea energiei cinetice obţinute va
fi mai mare. Puterea turbinei eoliene se măreşte proporţional cu diametrului ariei parcurse de
palele turbinei eoliene la puterea a doua şi cu viteza vântului la puterea a treia. Energia
cinetică este proporțională cu pătratul vitezei vântului; atunci când viteza vântului crește de
două ori, energia cinetică se dublează. Puterea produsă de o turbină eoliană depinde, însă, de
cubul vitezei vântului.
Butucul poate fi format dintr-un sistem aerodinamic (pasiv) sau hidraulic (activ) sau
mixt. Sistemul activ permite rotirea nacelei și modificarea unghiului de înclinare al palelor, în
scopul de a controla turaţia turbinei eoliene.
Fig. 2.1. Sistem autonom de stocare a energiei eoliene.
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
16
Arborele turbinei, care este aşezat între turbină şi cutia de viteze, este numit arbore
primar. La puteri mari (de ordinul MW), viteza axului turbinei nu poate depăşi 40 rpm. Prin
intermediul multiplicatorului de viteză se transmite mişcarea către arborele secundar.
Cutia de viteze are rolul de a creşte turaţia la arborele generatorului iar cuplul va
scădea proporţional cu turaţia. Cutia de viteze poate avea una sau mai multe trepte de viteză şi
asigură conexiunea între arborele turbinei şi arborele generatorului.
Arborele generatorului, care este aşezat între cutia de viteze şi generator, este numit
arbore secundar, fiind echipat cu un sistem de frânare mecanică cu disc, cu rol de a limita
viteza turbinei când viteza vântului creşte excesiv.
Sistemul de răcire are rolul de a menţine temperatura multiplicatorului de viteză şi a
generatorului sub valoarea maximă predefinită. Răcirea poate fi făcută cu ulei pentru
multiplicatorul de viteză. Generatorul electric poate avea ventilaţie naturală sau forţată.
Regulatorul este sistemul electronic de control. Prin măsurarea în timp real a
caracteristicilor vântului, regulatorul asigură pornirea şi oprirea lină a grupului turbină-
generator. În acest timp, se va modifica unghiul palelor rotorului, în scopul extragerii energiei
maxime din energia vântului.
Generatorul electric asigură conversia energiei mecanice în energie electrică.
Generatoarele utilizate pot fi de tip asincron sau de tip sincron, clasic sau cu magneţi
permanenţi.
Energia cinetică este generată
de energia vântului, care transferă
energia aerului ce trece prin rotorul
turbinei spre palele rotorului. Această
energie va fi transformată ulterior în
energie mecanică prin intermediul palelor
turbinei. În funcţie de informaţiile pe
care le primeşte blocul de control de la
dispozitivele de măsurare a vitezei şi
direcţiei vântului, planul de rotaţie al
rotorului este adus perpendicular pe
direcţia vântului. Fluxul de aer rezultat
Fig. 2.2. Elementelor turbinei eoliene [2.16]. pe pala rotorului va produce o diferenţă de presiune între partea palei expusă vântului şi
partea opusă ei, care ulterior va da o forţă de împingere, punând rotorul în mişcare [2.1].
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
17
Nacela este construită în formă aerodinamică, are greutate scăzută şi rezistenţă
mecanică ridicată. La turbinele de putere mare sau la cele aşezate dincolo de ţărm, mentenanţa
dispozitivelor aşezate în interior se realizează acolo.
Pilonul este construit dintr-un material dur şi aşezat în fundaţie. Pilonul susţine
ansamblul turbină-generator.
În nacelă pot fi montate şi convertoare electronice pentru control tensiunii şi al
frecvenţei generatorului. Turbinele eoliene cu puteri instalate peste 3 MW au şi transformator
de medie tensiune.
Controlul sistemului de acționare al lantului de conversie se realizează prin
intermediul traductoarelor care măsoară viteza și direcția din care bate vântul. Acestea sunt:
Anemometrul, care măsoară în timp real viteza vântului, care va fi convertită ulterior
întrun semnal de tensiune sau curent şi care ulterior va fi aplicat regulatorului.
Girueta sau anemoscopul, care indică direcţia vântului şi transmite sistemului de
comandă datele măsurate.
Dacă viteza vântului creşte excesiv, sau dacă este prea scăzută, sistemul de orientare al
nacelei va scoate sau va introduce turbina în direcţia vântului, prin sistemul pivotant.
Turbinele eoliene construite la viteză variabilă pot extrage energia cinetică maximă
din energia vântului, prin sistemul de controlul prin care turbina poate fi scoasă sau introdusă
în direcția vântului, respectiv prin controlul palelor turbinei. Puterea obţinută la bornele
generatorului variază cu viteza vântului.
Avantajele utilizării turbinei eoliene la viteză variabilă:
Reducerea nivelului de zgomot, prin controlul dinamic al palelor şi al nacelei în raport
cu viteza vântului;
Reducerea solicitărilor electrice (variaţii ale curentului şi tensiunii la bornele
generatorului) şi mecanice (la arborele principal şi secundar al cutiei de viteze);
Obţinerea unei puteri mai mari la bornele generatorului, în comparaţie cu alt tip
constructiv de turbine eoliene.
Dezavantajele turbinelor construite la viteză variabilă:
Pierderi electrice suplimentare, datorate interconectării convertoarelor de putere.
Întrucât randamentul convertoarelor este foarte ridicat (97–99 %), la puteri mari aceste
pierderi sunt insesizabile.
Au preţ de cost ridicat, comparativ cu turbinele construite la turaţie fixă.
Un sistem foarte complex poate avea probleme de fiabilitate.
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
18
2.1.2. Convertorul static al generatorului eolian
În cazul studiat, convertorul electronic realizează interfaţa dintre sistemul turbină –
generator şi sistemul motor-pompă hidraulică, pentru controlul puterii electrice transferate.
Convertorul realizează controlul tensiunii şi al curentului la bornele motorului de antrenare,
prin intermediul unui algoritm predefinit. Convertoarele pot fi construite în raport cu nivelul
de putere cerut şi utilizate pentru diferite modele de maşini de curent alternativ. Controlul
acestor convertoare poate fi: control scalar sau vectorial, în buclă închisă, deschisă sau fără
senzori [2.3].
2.1.3. Sistemul de conversie Motor-Pompă
Convertorul electromecanic. Pentru antrenarea pompei centrifugale este ales un
motor electric în raport cu eficienţa, preţul şi fiabilitatea lui. Un motor cu un randament ridicat
poate creşte randamentul întregului sistem de acţionare.
În maşina cu magneţi permanenţi se poate controla fluxul din întrefier prin intermediul
componentei reactive a curentului (id), întrucât fluxul magneţilor permanenţi rămâne constant
[2.6].
Pompa centrifugală transformă energia potenţială a apei în energie cinetică printr-o
mişcare de rotaţie generată de motorul care o antreneză. Caracteristicile pompelor centrifugale
sunt exprimate prin [1.5], [1.12], [1.15]:
Înălţimea de pompare H: reprezintă creşterea conţinutului de energie utilă a
lichidului, raportată la unitatea de greutate.
Înălţimea manometrică Hm: reprezintă valoarea indicată de manometru, montat la
gura de refulare a pompei.
Pierderile în pompă. La pomparea unui anumit debit de lichid Q, care are greutatea
specifică γ, la înălţimea de pompare H se va efectua în fiecare secundă un lucru meca-
nic util, γ ∙ Q ∙ H. Datorită pierderilor interne, puterea absorbită de pompă este mai
mare. Acestea pot fi:
Pierderi hidraulice, din racordurile de aspiraţie şi refulare ale pompei. Acestea
rezultă în urma frecărilor lichidului de părţile interne ale pompei, care opun o anumită
rezistenţă la trecerea lichidului. Acestea apar în canalele rotorului şi ale roţii de conducere.
Pierderi prin interstiţiu, care sunt datorate neetanşeităţii. Acestea apar în locurile de
etanşare între rotor şi carcasă.
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
19
Pierderile prin frecarea rotorului sunt datorate mişcării centrifugale a rotorului
pompei submersibile. Puterea pierdută prin frecare este în funcţie de numărul lui Reynolds, de
rugozitatea suprafeţei, precum ṣi de raportul dintre raza carcasei şi diametrul discului pompei.
Pierderile prin schimb sunt datorate fenomenului de curgere înapoi a straturilor de
lichide, de la dispozitivul de conducere spre canalele rotorului pompei.
Puteri. Puterea interioară absorbită de pompă, Pi, cuprinde, în afară de puterea utilă
Pu, şi o putere necesară pentru învingerea pierderilor inferioare. Suma dintre puterea
interioară şi cea corespunzătoare pierderilor exterioare reprezintă puterea absorbită la
arborele pompei.
Randamente. În funcţie de pierderile interioare şi mecanice se pot distinge:
Randamentul hidraulic care este raportul dintre înălţimea de refulare reală şi
înălţimea de refulare teoretică. Acest randament depinde de pierderile hidraulice din rotor şi
de dispozitivul de conducere a lichidului, dar şi de canalele de legătură la racordurile pompei.
Randamentul volumetric care este calculat în raport cu pierderile de debit prin
interstiţii. Este dat de raportul dintre debitul real al pompei şi cantitatea de lichid care curge
prin rotor.
Randamentul mecanic care este dat de raportul dintre puterea interioară transmisă
lichidului şi puterea absorbită la arborele pompei (Fig.2.10, 2.11).
Randamentul instalaţiei de pompare ηip:
trmotspip , (2.2)
unde: ηsp – al condiţiilor speciale, ηm – al motorului, ηtr – al transmisiei, η – al pompei.
2.2. Conversia energiei eoliene în energie potenţială
2.2.1. Funcţionarea sistemului motor – pompă la turaţie variabilă
În cazul de faţă, energia sursei de alimentare are caracter variabil, fiind dependentă de
energia vântului. Adaptarea sistemului motor – pompă trebuie să se facă funcţie de puterea
electrică maximă disponibilă la bornele generatorului eolian, de frecvenţă şi de tensiune.
Acţionarea sistemului la turaţie variabilă este realizată prin convertor, care permite ajustarea
puterii electrice obţinute, reducerea regimurilor tranzitorii electrice, mecanice şi hidraulice
prezente la pornirea şi oprirea agregatului. Regimurile tranzitorii electrice pot crea un
dezechilibru în transferul energiei la consumator, respectiv cele mecanice prin şocuri în
circuitul cinematic de conversie al instalaţiei.
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
20
Pentru turbinele proiectate la viteză variabilă şi control activ, unghiul de control al
palei se modifică odată cu creşterea vitezei vântului, obţinându-se pentru fiecare caracteristică
de putere a turbinei eoliene un Cp maxim.
2.2.2. Conversia energetică a sistemului eolian – hidro
Fiecare conversie efectuată dintr-o formă energie într-o altă formă de energie va
genera pierderi. În Fig. 2.6. sunt arătate toate tipurile de pierderi care apar la conversia
energiei eoliene în energie hidraulică. Randamentul teoretic maxim al conversiei energiei
eoliene în energie cinetică este de maxim 59 %. Scăzând toate pierderile din lanţul energetic
studiat, randamentul total va fi:
pompcvmotconvgencvptot C .... , (2.3)
unde: Cp – coeficientul de putere al turbinei, ηcv – randamentul cutiei de viteză, ηgen –
randamentul generatorului electric, ηconv. – randamentul convertorului static, ηmot. –
randamentul motorului electric, ηpomp. – randamentul pompei centrifugale.
Pe măsură ce viteza vântului creşte (V)
coeficientul de putere (Cp) se deplasează de-a
lungul curbei A, după săgeata roşie. Chiar
dacă viteza vântului creşte în continuare, Cp
nu poate depăşi valoarea la care a fost
proiectată turbina la turaţie fixă. Curba de
culoare verde arată avantajul turbinei la
turaţie variabilă.
Fig. 2.4. Controlul unghiului palei [2.17].
Curba de putere a turbinei eoliene la
turaţie variabilă poate fi în concordanţă cu
caracteristica de putere a pompei hidra-
ulice, antrenate la turaţie variabilă. Atunci
când caracteristica de putere a pompei
hidraulice se suprapune peste punctele de
putere maximă ale turbinei eoliene (Fig.
2.5.), regimul de funcţionare este optim.
Fig. 2.5. Caracteristicile turbinei şi ale pompei [2.15].
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
21
Randamentele prezentate în schema lanţului de conversie eolian – hidro sunt date
nominal de către producător. Acestea pot fi influenţate de modul de control al acţionării, de
condiţiile meteorologice şi de consumator. Randamentul cutiei de viteză se încadrează între
95 şi 98 %, al generatorului cu magneţi permanenţi între 90 şi 95 %, al convertorului static
între 95 şi 98 %, al motorului cu magneţi permanenţi între 90 şi 96,5 % şi al pompei
centrifugale între 85 şi 90 %. Randamentul maşinii sincrone cu magneţi permanenţi depinde
de parametrii nominali [2.8].
Înlocuind valorile de randament nominale ale fiecărui element din lanţul de conversie
în relaţia 3.3, randamentul maxim obţinut ar putea fi:
27,088,095,094,0965,094,095,04,0 tot . (2.4)
Primele condiţii pentru a creşte randamentul lanţului de conversie sunt calitatea,
performanţa şi fiabilitatea echipamentelor. Prin controlul poziţiei unghiului palei turbinei
eoliene poate fi crescut coeficientul de putere maximă.
Fig. 2.6. Schema bloc a conversiei energetice eolian – hidro.
Fig. 2.7. Zona de randament maxim a pompei centrifugale [2.9].
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
22
Instalaţiile hidroelectrice cu acumulare prin pomparea apei, implementate la nivel
industrial, pentru puteri de ordinul MW au randament superior. Astfel, generatorul eolian,
respectiv motorul de antrenare al pompei, pot atinge un randament maxim de 97 %, cutiile de
viteză performante pot atinge 98 %, iar convertoarele statice de ultimă generaţie, care asigură
puterea momentană de la generator la motor, respectiv de la generator la consumator, pot
atinge 98-99 %. Pentru un coeficient de putere maxim 0,5 al turbinei eoliene şi o pompă
centrifugală cu randamentul de 90 %, randamentul maxim total al conversiei eolian-hidro
poate fi aproximativ 40 %.
În tabelul 2.1. sunt arătate datele de randament minim şi maxim obţinute în ciclul de
pompare şi turbinare pentru fiecare element în parte [2.14]. Aici este prezentată ultima parte
din lanţul de conversie, partea de stocare şi generare către consumator. Randamentul turbinei
eoliene nu este inclus în randamentul total obţinut.
În Fig. 2.10 şi 2.11 sunt arătate caracteristicile de randament ale maşinii hidraulice în
regim reversibil pentru o gamă largă de căderi şi putere de ieşire [2.14].
Viteza vântului este compusă din
suma a două componente. Prima compo-
nenta a vitezei vântului este cea de joasă
frecvenţă. A doua componentă reprezintă
turbulenţele vântului sau componenta de
înaltă frecvenţă. Distribuţia vitezei medii a
vântului poate fi calculată prin funcţia
Weibull în programul Matlab [2.13]. Fig. 2.9. Zonele de funcţionare ale turbinei [2.18].
Tabelul 2.1. Ciclul de eficienţă al instaţiei de pompare-turbinare [2.14].
Componenta Randament [%] Ciclul de pompare
Instalaţia hidraulică 98,0-98,6 Pompa centrifugală 90,0-92,0 Motorul cu magneti permanenţi 97,8-98,3 Convertorul static 98,0-99,0 Transformator 99,0-99,6 Total 83,68-87,39
Ciclul de turbinare
Instalaţia hidraulică 98,6-98,0 Turbina (pompa în regim reversibil) 75,0-91,0 Generatorul cu magneţi permanenţi 97,8-98,3 Convertorul static 98,0-99,0 Transformator 99,0-99,6 Total 70,16-86,44
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
23
2.2.3. Pierderile care apar în lanţul de conversie eolian – hidro
Pierderile prin evaporarea apei. Aceste pierderi apar doar în circuit deschis şi
depind de locaţia amplasării rezervoarelor.
Pierderile prin neetanşeităţi. Depind de condiţiile geologice şi de modul de cuplare a
conductelor instalaţiei cu rezevoarele active.
Pierderi prin trasportul energiei. Pierderile care apar la transportul energiei electrice
sunt în funcţie de lungimea liniilor de transport, de tensiune, de dimensiunea şi de tipul
conductorului utilizat.
2.2.4. Timpul de răspuns al CHEAP
Funcţionarea maşinilor hidraulice reversibile în regim de turbină poate fi controlată
prin închiderea sau deschiderea vanei de admisie a apei din conducta forţată. Prin controlul
debitului apei din conducta forţată poate fi controltă turaţia generatorului şi, implicit,
frecvenţa şi tensiunea la borne.
Controlul maşinii hidraulice la turaţie variabilă prin convertor este mult mai fiabil,
deoarece timpul de răspuns la trecerea dintr-un regim de funcţionare în altul este mult mai
mic. Pe de altă parte, şi regimul de pornire sau de oprire al hidroagregatului va fi mai mic.
Sistemele de control pot adapta frecvenţa generatorului la frecvenţa reţelei în câteva secunde.
Astfel, sincronizarea poate să apară înainte ca maşina să ajungă la turaţia nominală.
Fig. 2.10. Caracteristicile de randament ale turbinei
hidraulice în raport cu căderea netă [2.14].
Fig. 2.11. Caracteristicile de randament ale
turbinei hidraulice în raport cu puterea [2.14].
Tabelul 2.2. Timpul de pornire şi de oprire în regim de pompă – turbină.
Nr. Mod de funcţionare Timpul de răspuns [min]
1. Din regim pompare-turbinare la sarcină maximă. 2-20 2. Din regim de turbinare-pompare. 5-40 3. Oprirea din regim de turbinare la sarcină maximă. 1-5 4. Oprirea din regim de pompare 3-30
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
24
2.2.5. Contorizarea energiei în regim de pompare/turbinare
În general, la sfârṣit de săptămână cerinţele consumului de energie sunt mai scăzute.
Aşadar, costurile pentru stocarea apei prin pompare sunt mult mai mici. Într-un ciclu
săptămânal, rezervorul superior este aproape plin în dimineaţa zilei de luni şi aproape gol
vineri seara. În timpul săptămânii, durata de funcţionare în regim de turbină pentru generarea
energiei electrice către consumator este mult mai mare. În Fig. 2.12. este prezentată diagrama
unui ciclu săptămânal de stocare şi de consum ale energiei prin pomparea apei [2.14].
2.3. Concluzii
Funcţionarea la turaţie variabilă va conduce la o economie de energie. Acest aspect
implică controlul individual al fiecărui echipament, mărind fiabilitatea şi complexitatea
procesului de conversie, care solicită costuri suplimentare.
Obţinerea randamentului maxim pentru GSMP se face atunci când din energia
vântului este extrasă puterea maximă prin algoritmul de tip MPPT.
Conversia energetică a lanţului eolian–hidro depinde foarte mult de coeficientul de
performanţă maxim al turbinei eoliene. Pentru turbinele eoliene cu performanţă ridicată, acest
coeficient poate atinge un maxim de aproximativ 0,5 unităţi. Acest aspect a fost arătat în Fig.
3.8., unde a fost diferenţiată valoarea teoretică de valoarea reală.
În tabelul 2.1. au fost prezentate valorile minime şi maxime de randament pentru
ambele cicluri de funcţionare ale maşinii hidraulice reversibile. Comparativ cu randamentul
ciclului de turbinare, randamentul ciclului de pompare este mai mare, deoarece maşina
hidraulică reversibilă a fost proiectată ca pompă. Adăugând randamentul turbinei eoliene la
randamentul hidraulic obţinut, randamentul global al conversiei eolian–hidro nu poate depăşi
40 %.
Fig. 2.12. Diagrama unui ciclu săptămânal de stocare şi de consum a energiei electrice [2.14].
2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei
25
Pierderile care apar la conversia energiei eoliene în energie hidro pot reduce
semnificativ randamentul global obţinut. Pierderile prin evaporarea apei în circuit deschis au
cea mai mare pondere în raport cu pierderile prin neetanşeităţi sau cu pierderile electrice.
În tabelul 2.2. este redată durata ciclului de pornire şi de oprire al maşinilor reversibile
în lipsa convertorului static. Convertoarele statice interconectate între maşina electrică şi reţea
pot reduce acest interval.
Contorizarea energiei obţinute în regim de pompare sau turbinare, detaliată în Fig.
3.12, în decursul unui ciclu săptămânal, poate arăta deficitul de energie. Acest deficit de
energie poate fi asigurat de energia stocată, în perioadele când SER nu pot produce energie.
3. MODELAREA ELEMENTELOR SISTEMULUI ELECTRIC DE STOCARE A
ENERGIEI EOLIENE PRIN POMPAREA APEI
3.1. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi
3.1.1. Modelul trifazat al maşinii sincrone cu magneţi permanenţi
În Fig. 3.1. este prezentată schema echivalentă pentru o fază a MSMP. Ecuaţiile
tensiunilor de fază în coordonate statorice pentru modelul GSPM sunt [3.1]:
dtduir
dtduir
dtduir
cccc
bbbb
aaaa
, (3.1)
unde: ra, rb, rc – rezistenţele înfăşurărilor statorice, ua, ub, uc – tensiunile de fază ale
înfăşurărilor statorice, Ψa, Ψb, Ψc – fluxurile totale statorice.
Fluxurile totale statorice se calculează cu ajutorul următoarei expresii matematice:
rPMc
rPMb
rPMa
c
b
a
rccrbcrac
rbcrbbrab
racrabraa
c
b
a
iii
llllllllllll
, (3.2)
unde: lσ – inductanţa de dispersie a înfăşurării, laa, lbb, lcc – inductanţe proprii ale
înfăşurărilor, lab, lbc, lac – inductanţe mutuale ale înfăşurărilor, ia, ib, ic – intensităţile curenţilor
STATOR ROTOR
raωΨa
laa
lm
ΨaΨm
ia
ua
im
iPM
Fig. 3.1. Schema echivalentă pentru o fază a MSMP.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
27
din înfăşurǎrile statorice, ΨPMa, ΨPMb, ΨPMc – fluxurile totale ale magnetului permanent, θr –
unghiul axei magnetului permanent cu axa unei faze statorice.
3.1.2. Modelul bifazat al MSMP
Modelul bifazat al maşinii electrice se obţine atunci când pot fi îndeplinite următoarele
condiţii [3.5]:
Maşina electrică prezintă o simetrie radială;
Conversia electromecanică a energiei se produce datorită variaţiei energiei magnetice;
Circuitul magnetic este considerat liniar. Modelul corespunde unei maşini electrice
nesaturate, astfel poate fi aplicat principiul suprapunerii efectelor.
Întrefierul echivalent al modelului este constant pe lungimea unui arc polar;
Statorul maşinii nu are crestături, înfăşurările sunt plasate într-un strat de grosime
infinitezimală la periferia lor. Magnetul permanent se înlocuieşte printr-o înfăşurare
având curentul echivalent constant. Tensiunea magnetomotoare corespunzătoare
punctului de funcţionare al magnetului, variază liniar cu viteza rotorului.
Circuitul electric al modelului are cel mult două înfăşurări statorice şi rotorice, cu
axele magnetice în cuadratură;
Înfăşurările sunt circuite electrice cu rezistenţe, inductanţe proprii şi mutuale;
Câmpul magnetic din interiorul maşinii are o distribuţie spaţială sinusoidală. Sunt
considerate doar armonicile fundamentale ale solenaţiilor statorice şi rotorice.
De la început este precizat modul de scriere a ecuaţiilor, pentru ca echilibrul puterilor
momentane să aibă loc. În modelul prezentat, termenii ecuaţiilor nu sunt consideraţi valori
efective, ci sunt valori maxime ale tensiunii, ale curentului sau ale fluxului magnetic [3.2].
Fluxul util al magnetului permanent variază sinusoidal în fazele statorului cu unghiul rotoric
[3.7]. Coordonatele statorice ale sistemului abc sunt raportate la sistemul de coordonate
rotoric dq. Axa q este defazată înaintea axei d cu 900 electrice în sens trigonometric.
Ecuaţiile de tensiune şi flux statoric din sistemul de coordonate rotoric, stabilite pentru
modelul maşinii cu întrefierul uniform, sunt arătate în relaţia 3.9. În Fig. 3.2 este prezentată
schema echivalentă a MSMP în sistem de coordonate dq [3.4].
PMdsd
qsq
srs
ssss
ilil
jdtidliru
, (3.9)
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
28
unde: iPM – curentul indus în magnetul permanent, ω – pulsaţia electrică, lmd, lmq –
inductanţele de magnetizare şi ldid, lqiq – componentele de flux, după axele modelului dq.
Componenta homopolară Ψ0 a fluxului statoric lipseşte, întrucât maşina cu magneţi
permanenţi are înfăşurările statorice conectate în stea, deci Ψ0 = 0, iar maşina este simetricǎ.
Cuplul electromagnetic al GSMP este:
qqddem iipM 23 , (3.10)
unde: p – numărul de perechi de poli.
3.2. Schema de acţionare a MSMP antrenând o pompă centrifugală
Acţionarea electrică este formată din circuitul de forţă, circuitul de măsură şi circuitul
de comandă. Schema de acţionare cuprinde: aparatajul electric de protecţie la scurtcircuit şi
suprasarcină, convertorul static, motorul cu magneţi permaneţi şi pompa centrifugă (Fig. 3.3).
Circuitul de măsură conţine dispozitive de măsurare a turaţiei montate pe axul
principal al arborelui motorului (encoder), ṣi dispozitive de măsurare a parametrilor electrici
(curent, tensiune, frecvenţă) şi mecanici (cuplul) ai motorului electric.
Circuitul de comandă cuprinde două regulatoare proporţionale integrative de curent
(PI), un regulator automat de turaţie şi blocurile de transformare din coordonatele abc în dq.
Regulatorele PI de curent din axele sistemului ortogonal dq vor prelua semnalele date
de diferenţa dintre semnalul de referinţă şi semnalul măsurat al curenţilor. Apoi, aceste
semnale sunt transformate în semnale de tensiune care sunt aplicate blocului de comandă al
convertorului.
di sr
qq il
l
PMd ii
PMi
PMi
mdldu
dd il
mdmd il
qi
dd il qi
mqLqu
qq il
sr l
mqmq il
Fig. 3.2. Schema echivalentă a maşinii sincrone cu magneţi permanenţi în sistem de
coordonate dq.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
29
Dacă componenta id* este zero sau foarte aproape de zero, controlul curentului este
concentrat în axa q. Altfel, intensitatea curentului prin înfăşurările statorice va fi mai mică
comparativ cu alte situaţii [3.6].
Turaţia MSMP este controlată prin componenta activă a curentului, componentă ce
produce cuplul electromagnetic. Algoritmul de control trebuie să compenseze cuplarea celor
două axe care apar în ecuaţiile de tensiune ale motorului, precum şi componenta t.e.m.
Controlul acţionării maşinii cu magneţi, permanenţi atât în regim de generator,
pentru a obţine puterea maximă din energia vântului, cât şi în regim de motor, pentru a obţine
şi a stoca energia potenţială maximă a apei, utilizează următoarele regulatoare de control:
3.2.1. Regulatorul de curent
Proiectarea regulatorului de curent necesită cunoşterea buclei de comandă a funcţiei de
transfer. În Fig. 3.5. a şi b sunt prezentate schemele bloc ale acţionǎrii MSMP în coordonate
Figura 3.3. Schema de acţionare a ansambluluii motor-pompă.
În figura 3.4. sunt prezentate
sistemele de referinţă αβ şi dq suprapuse.
Sistemul de referinţă statoric este definit
prin componentele α şi β şi sistemul de
referinţă rotoric este definit prin termenii d
şi q. Unghiul dintre fazorul fluxului statoric
şi fazorul fluxului magnetului permanent
este unghiul intern al MSMP electric, δ.
Fig. 3.4. Diagrama de fazori pentru id = 0.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
30
dq [3.7], unde p este numărul de perechi de poli (ec. 3.10), construite după ecuaţiile schemei
echivalente a MSMP.
PMdr
qqqsq
qrd
ddsd
dtdi
liru
dtdiliru
. (3.13)
unde: ud, uq – tensiunile şi ld, lq – inductanţele în sistem de coordonate dq.
Funcţia de transfer între componenta curentului şi a tensiunii din axa longitudinală a
maşinii este dată de ecuaţia (3.14). Similar poate fi obţinută funcţia de transfer în axa q.
s
d
s
sd
d
s
d
d
d
rsl
rrsl
slr
slsusi
1
11
1
1
. (3.14)
Raportul dintre mărimea de ieşire şi mărimea de intrare se defineşte ca funcţie de
transfer (Y). Astfel, funcţia de transfer în coordonate dq poate fi rescrisă sub forma:
qa
aq
da
ad
sTKsY
sTKsY
1
1)(
, (4.15)
unde: Ka – constanta de amplificare, Ta-d şi Ta-q – constantele de timp ale regulatorului
proporţional.
În figura 3.6. sunt prezentate diagramele controlului de putere în buclă închisă. Dacă
regulatorul de curent din axa d are componentele reactive nule, atunci fluxul creat va fi cel al
magneţilor permanenţi. Funcţia de transfer în axa d [3.7] este:
dsl1
qsl1 p
23
Js1
Fig. 3.5. Diagrama bloc a acţionǎrii MSMP în sistem de coordonate dq.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
31
aid
id
daid
aidid
daid
aidid
d
d
KKsT
sTsTKsTK
sTsTKsTK
sisi
1
1
111
11
* , (3.16)
unde: Kid – constanta de amplificare şi Tid – constanta de timp a regulatorului integrator.
3.2.2. Regulatorul de turaţie
Schema bloc a regulatorului de turaţie în buclă închisă din figura 3.7, include, faţǎ de
Fig. 3.4b un bloc de filtrare plasat la intrarea vitezei cerute, pentru compensarea depăşirii de
turaţie. Funcţia de transfer a regulatorului este comparată cu o funcţie ideală de acelaşi ordin.
Informaţia legată de poziţia şi turaţia rotorului este disponibilă prin encoder, care
generează impulsuri de tensiune către blocul de comandă. Constanta de timp a regulatorului
de turaţie (Tc) este:
I
Pc K
KT , (3.18)
id
idid sT
sTK 1
dsl1
iq
iqiq sT
sTK
1
qsl1
Fig. 3.6. Controlul buclei de curent în sistem de coordonate dq.
11csT s
KK IR
1
1PsT sJ
1
Fig. 3.7. Schema bloc a regulatorului de turaţie în axa q.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
32
unde: KPω, KIω – constante de amplificare ale regulatoarelor proporţional şi integrator.
Funcţia de transfer a buclei de turaţie este:
11
11
11
*
cT
p
IP
T
p
IP
sTsJK
sTsKK
sJK
sTsKK
ss
, (3.19)
unde: Ω şi Ω* – vitezele unghiulare mecanice măsurată şi de referinţă şi Tp, Tc – constantele
de timp ale regulatoarelor proporţionale de curent şi de turaţie.
3.2.3. Regulatorul de poziţie al rotorului
Acest tip de regulator (Fig. 3.8) poate fi calculat similar celorlalte două regulatoare
prezentate anterior. Pentru funcţia proprie a regulatorului de poziţie, trebuie respectat un timp
de decalare în controlul buclei de curent din axa q [3.9].
Ecuaţia funcţiei de transfer a regulatorului de poziţie a rotorului este:
ss
sK
ss
sK
ss
p
p
1* , (3.20)
unde: θ şi θ* – unghiurile măsurat şi de referinţă ale poziţiei rotorului, Kp – constanta de
amplificare a regulatorului proporţional de poziţie a rotorului faţă de stator.
Acordarea optimă a unui regulator presupune determinarea funcţiei de transfer şi a
valorilor parametrilor din această funcţie, pentru a se asigura performanţe bune atât în regim
staţionar, cât şi în regim tranzitoriu.
3.3. Convertorul static al MSMP
11csT s
KK IP
sJ
1s1
Fig. 3.8. Schema bloc a regulatorului de poziţie a rotorului.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
33
Convertorul de tensiune are în componenţa sa o punte cu şase tranzistoare comandate
prin metoda modulării impulsurilor în durată cu fazori spaţiali.
3.3.1. Redresorul
Blocul redresor, în funcţie de aplicaţie, poate fi un redresor cu comutaţie naturală sau
forţatǎ, format din şase diode de putere aşezate în punte (Fig. 3.9).
,sin2)( tUtu lcc
6,
6
t , (3.22)
unde: Ul – valoarea tensiunii de linie.
La puteri de ordinul sutelor de
kilowaţi, blocul redresor este format din
şase tranzistoare de putere IGBT (Insulated
Gate Bipolar Transistor) aşezate în punte.
La puteri mari, nu se poate folosi un redre-
sor pasiv întrucât în circuitul intermediar ar
trebui un filtru puternic ce implică un
gabarit mai mare şi costuri ridicate.
Fig. 3.9. Schema de principiu a redresorului
trifazat în punte pentru MSMP [3.23].
Unghiul de conducţie al unei diode este de
2π/3 radiani. Întotdeauna conduc
concomitent două diode. La jumătatea
fiecărui interval de conducţie se va produce
o comutaţie a curentului între două diode.
Astfel, există şase combinaţii ale tensiunii
de linie la ieşirea punţii trifazate (uRS, uRT,
uST, uSR, uTR, uTS), prezentate în Fig. 3.10.
Ȋn funcţionarea corectă a redresorului va
conduce o diodă din structura M3p cu una
din structura M3n.
Componenta continuă a tensiunii la bornele
redresorului trifazat (Ucc) se va calcula cu
relaţia matematică (3.23).
Fig. 3.10. Formele de undǎ ale redresorului [3.24].
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
34
lcccc UtdtuU
23)()(3/
1 6/
6/
. (3.23)
3.3.2. Filtrul Trece-Jos
Filtrul de netezire are rolul de a filtra tensiunea redresată din circuitul intermediar de
curent continuu. Filtrul reduce amplitudinea tensiunii pulsatorii, lăsând neschimbată
componenta continuă.
3.3.3. Invertorul de tensiune
Maşinile de curent alternativ utilizează surse de alimentare cu tensiune şi frecvenţă
variabile. Turaţia rotorului este comandată prin frecvenţa sursei de alimentare, iar fluxul
magnetic al maşinii este determinat de mărimea tensiunii de alimentare.
Când componenta reactivă a curentului statoric (iq) este diferită de zero, curentul
statoric şi fluxul din întrefier cresc, deoarece fluxul magnetului permanent rămâne constant
(Fig. 3.4). Odată cu modificarea componentei reactive a curentului, maşina electrică se
defluxează şi turaţia ei creşte. Curentul din înfăşurările statorice (I1) nu trebuie să depăşească
valoarea sa nominală, In (Fig. 3.13). În Fig. 3.11, respectiv 3.12 sunt prezentate diagramele de
fazori ale MSMP în sistem de coordonate dq.
Când rampa de referinţă a turaţiei este o caracteristică liniară, fluxul este ţinut constant
în toată gama de lucru. În acest caz, tensiunea electromotoare poate fi scrisă prin următoarea
ecuaţie:
0Ufku sse , (3.26)
su si
s
PM
sqq iL
su
s
PM
sqq iL
sqisi
sdd iL
sdi
Fig. 3.11. Diagrama de fazori când id = 0. Fig. 3.12. Diagrama de fazori când id ≠ 0.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
35
unde: ue – tensiunea electromotoare, k – constantă de proporţionalitate, Ψs – fluxul statoric
(Ψ ~ ue / fs) şi fs – frecvenţa statorică, U0 – căderea de tensiune pe înfăşurarea statorică.
Când rampa de referinţă a turaţiei este o caracteristică neliniară, MSMP va funcţiona
în regim de slăbire de flux. Apoi, o dependenţă între tensiunea statorică şi turaţia maşinii este
dată de ecuaţia (3.27).
03 Ufku sse . (3.27)
3.3.3.1. Invertorul cu două niveluri de tensiune
Acest tip de invertor conţine şase tranzistoare de putere cu poartă izolată aşezate în
punte pe trei braţe distincte. Fiecare braţ conţine două dispozitive semiconductoare. Diodele
antiparalel montate individual pe fiecare tranzistor au rol de a închide curentul inductiv prin
sarcină, pentru protecţia tranzistorului în urma procesului de comutaţie.
În structura invertorului pot fi
folosite diverse tipuri de elemente
semiconductoare de putere, precum:
MOSFET, IGBT sau tiristoare de tip creat
MCT. Comparativ cu celelalte tipuri de
semiconductoare de putere, dispozitivele
MOSFET pot fi comandate la frecvenţe
mari de comutaţie, dar sunt limitate în
putere. Tranzistoarele IGBT reprezintă
conexiunea Darlington între un tranzistor
MOSFET şi unul BJT (Bipolar Junction
Transistor), iar comanda este pe grila de
tip MOS fiind utilizate în aplicaţiile de
mică şi de medie putere (zeci şi sute de
kilowaţi). Pierderile de comutaţie sunt
reduse iar frecvenţa de comutaţie atinge
frecvenţe de 40 kHz.
Fig. 3.13. Protecţia invertorului la supracurent.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
36
3.3.3.2. Tehnici de modulare a impulsurilor în durată (MID)
A. Tehnici de modulare în durată bazate pe undă purtătoare
Tehnicile de modulare în durată bazate pe undă purtătoare compară unda purtătoare
dată de generatorul de semnal triunghiular cu unda sinusoidală de referinţă. Punctele de
referinţă determină timpii de comutaţie a semnalului rezultat.
B. Tehnici de modulare în durată bazate pe fazori spaţiali
Însă există opt configuraţii posibile ale stării invertorului: şase stări active şi două stări
zero. Prin trei variabile logice sa(t), sb(t), sc(t), câte una pentru fiecare braţ al invertorului, se
pot identifica toate cele opt configuraţii posibile. Starea logică 1 corespunde tranzistorului
care se află în starea de conducţie şi starea logică 0 apare când acesta este blocat.
Tensiunile de fază ale MSMP conectate în stea sunt uşor de găsit, prin definirea unei
diferenţe de potenţial între punctul neutru al conexiunii stea (când maşina are neutrul izolat) şi
borna negativă a circuitului intermediar.
În tabelul 3.1 sunt reprezentate cele opt stări posibile de comutaţie prin intermediul
celor trei variabile logice precum şi valorile corespunzătoare tensiunilor de fază ale
invertorului.
Panta liniară a undei uΔ(t) asigură
ca factorul de umplere d al tensiunii de
ieşire ue(t) să varieze proporţional cu
tensiunea de referinţă u*(t), atâta timp cât
fc este suficient de mare astfel încât
valoarea lui u*(t) să fie constantă pe durata
intervalului de timp Tc.
Datorită inductanţelor de dispersie,
ale înfăşurărilor motorului, care se com-
portă ca un filtru trece jos, curentul rezul-
tat va fi cvasisinusoidal. Dacă constanta de
timp statorică a motorului este mult mai
mare decât perioada de comutaţie Tc, τs =
Rs/Ls, armonicile de comutaţie care apar în
unda de tensiune vor fi în mare parte
eliminate în forma de undă a curentului.
Fig. 3.15. Formele de undă a invertorului MID [3.22].
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
37
În Fig. 3.16 sunt arătate cele şase stări active ale invertorului şi sensul curentului prin
circuit. Când se poate realiza echilibrul puterilor momentane, în trecerea din sistem trifazat în
sistem bifazat, fazorul tensiunii statorice (us) va fi:
cbas uaauuu 2
32
, (3.34)
unde: a – operatorul matematic (a = e- j*2π/3, a2 = e- j*4π/3).
În Fig. 3.18. este prezentată diagrama modului de comutare în sectorul I, pentru fazele
a, b, c. Stările active ale vectorilor, care sunt obţinute prin proiecţia fazorului de referinţă al
tensiunii pe vectorii U1 şi U2, sunt calculate astfel:
Tabelul 3.1. Valorile tensiunilor de fază pentru diferite stări de comutaţie ale invertorului. Stare sa sb sc uA uB uC Vectorul spaţial U Fazor
1 1 0 0 2/3 Ucc -1/3 Ucc -1/3 Ucc 2/3 Ucc U1 2 1 1 0 1/3 Ucc 1/3 Ucc -2/3 Ucc 2/3 Ucc· e jπ/3 U2 3 0 1 0 -1/3 Ucc 2/3 Ucc -1/3 Ucc 2/3 Ucc· e j2π/3 U3 4 0 1 1 -2/3 Ucc 1/3 Ucc 1/3 Ucc 2/3 Ucc· e jπ U4 5 0 0 1 -1/3 Ucc -1/3 Ucc 2/3 Ucc 2/3 Ucc· e j4π/3 U5 6 1 0 1 1/3 Ucc -2/3 Ucc 1/3 Ucc 2/3 Ucc· e j5π/3 U6 7 1 1 1 0 0 0 0 U7 8 0 0 0 0 0 0 0 U8
Fig. 3.16. Stările de comutaţie ale invertorului.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
38
22111 *5,0 tUtUUTc , (3.35)
sin5,03cos325,0 11 cTmt , (3.36)
sin5,0 12 cTmt , (3.37)
2110 5,0 ttTt c , (3.38)
CCU
Um *3 , (3.39)
unde: Tc1 – perioada de comutaţie, t1 şi t2 – timpii de comutaţie pentru sectorul I, m – factorul
de modulaţie, γ – poziţia fazorului de referinţă al tensiunii.
Dacă factorul de modulaţie va creşte peste valoarea sa nominală, amplitudinea
vectorului care se roteşte va depăşi cercul portocaliu (Fig. 3.17) şi va intra în hexagon. Apoi,
valoarea lui t0 va tinde la zero. Când amplitudinea vectorului de referinţă a fazorului de
tensiune creşte mai mult şi depăşeşte linia hexagonului, controlul invertorului nu se mai poate
face.
3.3.3.3. Supramodulaţia
Regimul de supramodulaţie se evidenţiază când factorul de modulaţie devine unitar. În
cazul MID bazat pe undă purtătoare de tensiune, factorul de modulaţie devine unitar când
amplitudinea semnalului de referinţă depăşeste amplitudinea semnalului triunghiular.
Pentru a evita supramodulaţia, în cazul MID bazat pe fazori spaţiali, amplitudinea
fazorului de tensiune care se roteşte nu trebuie să intre în hexagon (Fig. 3.17). Când factorul
de modulaţie devine unitar semnalul modulat apare sub formă dreptunghiulară şi componenta
fundamentală a curentului conţine armonici de frecvenţă joasă (Fig. 3.20) [3.11].
0
11 T
tU
0
22 T
tU
Fig. 3.17. Fazorul de tensiune [3.22]. Fig. 3.18. Modul de comutare în sectorului I.
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
39
Zona neliniară este delimitată din momentul când factorul m >1, iar fazorul de
tensiune este mai mare decât raza cercului încris în hexagon.
3.3.3.4. Calculul pierderilor prin invertor
Suma dintre pierderile în conducţie şi pierderile în comutaţie reprezintă pierderile
totale ale unui invertor, considerând pierderile de comandă neglijabile. Pierderile în conducţie
(∆pcond) şi în comutaţie (∆pcom) pot fi calculate cu următoarele relaţii:
dtiriuT
pT
rmscond
medcondcecond
0
20
1 , (3.48)
unde: T–perioada de timp, uce–căderea de tensiune colector-emitor a tranzistorului, respectiv
tensiunea de prag a diodei antiparalel, imed–valoarea medie a curentului de conducţie, r0–
rezistenţa dinamică a dispozitivului semiconductor şi irms–valoarea eficace a curentului de
conducţie.
3.3.3.5. Comparaţie între tehnica MID sinusoidal şi MID cu fazori spaţiali
Strategia MID cu fazori spaţiali (Space Vector Modulation) generează MSMP o
tensiune de linie sinusoidală (Fig. 3.22). Tensiunea de fază nu este sinusoidală, datorită
prezenţei armonicilor de ordinul trei şi nouă. Comparând expresia tensiunii de linie
corespunzătoare unei MID de tip sinusoidal cu expresia tensiunii de linie rezultată din
strategia MID fazor spaţial, rezultă că factorul de modulaţie este cu 15 % mai mare la MID
fazorial.
3.20. Forma tensiunii de ieşire a VSI [3.22]. Fig. 3.21. Regimurile de funcţionare ale VSI [3.22].
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
40
3.4. Pompa centrifugală
Pentru a controla eficient o pompă centrifugală trebuie cunoscuţi parametrii acesteia.
În anumite condiţii de proiectate, pompa centrifugală poate fi o maşină hidraulică reversibilă.
De regulă, maşinile hidraulice reversibile sunt proiectare să funcţioneze în regim de pompă,
precum s-a arătat în capitolul al doilea. Modelul matematic al unei maşini hidraulice este
definit prin următorii parametri [3.14]:
debitul de lichid pompat, Q – cantitatea de lichid care parcurge instalaţia de pompare
în unitate de timp.
Randamentul total al pompei poate fi descompus în trei categorii de randament
(hidraulic, mecanic, volumetric). Acest lucru este datorat pierderilor interiore şi
exterioare ale pompei. Randamentul hidraulic al pompei este caracterizat de raportul
dintre lucrul mecanic util şi cel hidraulic.
puterea absorbită de pompă (Pp) este raportul dintre puterea hidraulică (Ph) şi
randamentul pompei (ηp):
p
hp
PP
, (3.52)
lucrul mecanic hidraulic (Lh) al pompei ia în considerare şi o înălţime virtuală (he) care
se adaugă la înălţimea reală (H) pentru învingerea rezistenţelor hidraulice create de
curgerea lichidului prin pompă:
ehh hHQL , (3.53)
unde: Q – debitul prin conductă şi γ – rezistenţele hidraulice ale lichidului din conductă.
lucrul mecanic util este produsul dintre înălţimea reală (H), debitul prin conductă (Q)
şi rezistenţele hidraulice (γ).
HQL hu , (3.54)
Ţinând cont de relaţiile matematice 3.53 ṣi 3.54 se poate defini randamentul hidraulic
ca produsul dintre lucrul mecanic util şi lucrul mecanic hidraulic.
e
h hHH
, (3.55)
3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei
41
Datorită scăpărilor prin interstiţii şi neetanşeităţi se defineşte randamentul volumetric
al pompei ca raportul dintre debitul real prin conductă (Q) şi debitul teoretic (Qv):
v
v QQ
, (3.56)
Din raportul lucrului mecanic util şi al lucrului mecanic total al pompei centrifugale se
obţine radamentul mecanic al pompei (ηp):
i
im L
L , (3.59)
Produsul celor trei randamente ale pompei (hidraulic, volumetric şi mecanic)
reprezintă randamentul total al pompei centrifugale.
3.5. Concluzii
Fiecare element al lanţului de conversie poate avea pierderi electrice, mecanice şi/sau
electromagnetice. Aceste pierderi sunt generate în raport cu metoda de control a fiecărui
element din schema de acţionare. Pentru un control simplificat este utilizat modelul bifazat al
maşinii electrice. Aici, s-a prezentat o schemă de control în buclă închisă, pentru a putea
controla parametrii electrici şi mecanici ai MSMP.
În ceea ce priveşte tipologiile de convertoare electrice utilizate, în cadrul schemei de
acţionare s-au ales convertoare cu randament ridicat (ηmax = 98 %). Convertorul electric care
preia energia obţinută de la generatorul eolian este modelat matematic defalcat, pentru a
prezenta parametrii de intrare şi ieşire, respectiv diferite moduri de control ale acestora.
Utilizând un invertor cu mai multe niveluri de tensiune, eficienţa şi fiabilitatea în acţionare
vor creşte, dar şi preţul acestuia. Modul de control al invertorului poate influenţa eficienţa şi
capacitatea de optimizare a parametrilor de ieşire. Printr-un control adecvat al invertorului
tensiunea din circuitul intermediar poate fi utilizată într-o gamă mai largă, evitându-se
regimul de supramodulaţie. Tehnica SVM a fost mai utilă deoarece tensiunea din circuitul
intermediar poate fi utilizată complet.
Pierderile hidraulice depind implicit de modelul şi de mărimea pompei centrifugale.
Pot fi folosite pompe centrifugale multietajate în scopul creştererii turaţiei la arbore,
utilizându-se pe acelaşi ax mai multe rotoare. Pentru obţinerea unui randament maxim al
pompei este important ca pompa să funcţioneze la turaţia nominală. Când acest lucru nu este
posibil sunt căutate alte metode de compensare a eficienţei grupului motor-pompă.
4. SIMULAREA MODELULUI AUTONOM EOLIAN-HIDRO DE STOCARE A
ENERGIEI PRIN POMPAREA APEI
4.1. Descrierea părţilor componente ale sistemului autonom în Matlab-Simulink
4.1.1. Modelul Matlab-Simulink al sistemului de stocare a energiei prin pomparea apei
Modelul utilizat în cazul de faţă conţine o maşină hidraulică reversibilă, o maşină
sincronă cu magneţi permanenţi (MSMP) şi convertorul electric de tensiune, precum şi partea
de control aferentă acestuia. În Fig. 4.1. este prezentată schema bloc în buclă închisă a
sistemului autonom considerat.
4.1.2. Turbina hidraulică
Randamentul obţinut în regim de turbină este mai mic, întrucât maşina hidraulică este
proiectată să funcţioneze în regim de pompă. Această diferenţă de randament poate fi
compensată fie prin controlul MSMP, fie prin controlul maşinii hidraulice.
Regulatorul turbinei are rol de a deschide vana lent pentru a se evita şocurile mecanice
ce s-ar putea produce în caz contrar. Puterea mecanică a turbinei hidraulice este dată de
ecuaţia (4.1) [4.23].
rTURBNLmt GDQQHATP , (4.1)
unde: AT – coeficientul de amplificare al regulatorului turbinei, H – căderea, Q – debitul
nominal, QNL – debitul la funcţionare fără sarcină, DTURB – factorul de amortizare al turbinei,
G – factorul de deschidere al vanei şi Δωr este eroarea de turaţie.
Regulatorul turbinei hidraulice conţine următorii parametri importanţi: constanta de creştere
(Tr) şi constanta de scădere (Tf) a regulatorului de timp, constanta regulatorului servo (Tg),
căderea permanentă (R), căderea temporară (r) şi admisia (G), care stabileşte până la ce
valoare să se deschidă robinetul vanei.
Fig. 4.1. Schema bloc din Matlab-Simulink a sistemului considerat.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
43
4.1.3. Pompa centrifugală
Maşina hidraulică reversibilă este cu dublu reglaj, adică din construcţie aceasta
permite ajustarea palelor turbinei în mod automat, în raport cu debitul şi cu presiunea apei din
conducta forţată. În condiţii de consum scăzut, maşina hidraulică va trece în regim de pompă,
stocând energia electrică sub formă hidraulică. În Fig. 4.3. este prezentată schema bloc a
pompei centrifugale în raport cu relaţia matematică (4.2), în care u este semnalul de intrare.
2
230 nMP nrrmp , (4.2)
unde: ωr–pulsaţia mecanică, Mn–cuplul nominal şi n–turaţia;
Blocul pompei centrifugale are ca mărime de intrare turaţia exprimată în rad/s. Turaţia
poate fi prezentată sub forma unei caracteristici liniare, având valori de la zero până la turaţia
nominală, pentru un regim normal de funcţionare (U/f = ct.), sau sub forma unei caracteristici
neliniare, când MSMP funcţionează în regim de slăbire de flux.
4.1.4. Maşina sincronă cu magneţi permanenţi (MSMP)
Relaţiile matematice pentru modelul Matlab-Simulink sunt:
dtilpiruli qqrdsddd 1 , (4.3)
dtilpiruli PMddrqsqqq 1 , (4.4)
PMdqdqem illipM 5,1 , (4.5)
dtMMMJ frmecemr1 , (4.6)
dtp rel . (4.7)
Fig. 4.3. Modelul Matlab-Simulink al pompei centrifugale.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
44
unde: ld, lq – inductanţele din axele d şi q, rs – rezistenţa înfăşurărilor statorice, p – numărul
de perechi de poli, id, iq, ud, uq – curenţii şi tensiunile modelului dq, ΨPM – fluxul magnetului
permanent, ωr – pulsaţia mecanică, Mem – cuplul electromagnetic, Mmec – cuplul mecanic, Mfr
– cuplul de frecare, J – momentul de inerţie şi θel – unghiul electric.
4.1.5. Regulatoarele de curent
Modelul prezentat în Matlab Simulink are în componenţă două regulatoare de curent
proporţional-integrator (PI). Unul este dispus în axa longitudinală, cu rol de a controla
componenta de câmp a curentului (id), iar celălalt este dispus în axa transversală pentru
controlul componentei active a curentului (iq). În general, componenta reactivă este menţinută
la valoarea zero sau foarte aproape de zero. Diferenţa dintre valoarea componentei de
referinţă a curentului şi valoarea sa măsurată este aplicată regulatorului PI de curent. Apoi,
regulatorul PI va genera componenta tensiunii ca valoare de referinţă, care va fi transformată
ulterior în coordonate αβ şi aplicată blocului de generare a semnalului PWM. Regulatorul PI
de curent mai are în componenţă o buclă care nu va permite saturarea lui, denumită "Anti-
wind up loop".
Controlul cuplului MSMP se face prin componenta activă a curentului care este direct
proporţională cu turaţia măsurată. Parametrii regulatorului proporţional-integrator din axa d
sunt determinaţi în concordanţă cu următoarele ecuaţii:
ccurrent f 21.0 , (4.8)
currentspeed 1.0 , (4.9)
dcurrentpd lK , (4.10)
qcurrentpq lK , (4.11)
scurrentid rK , (4.12)
awiqid KKK , (4.13)
unde: αcurrent şi αspeed sunt componentele regulatoarelor lăţimii de bandă şi fc este frecvenţa de
comutaţie a invertorului, Kpd şi Kpq sunt constantele de amplificare a regulatoarelor PI din
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
45
axele d şi q ale modelului prezentat, iar Kid, Kiq şi Kaw sunt constantele de amplificare ale
regulatoarelor de curent din aceleaşi axe.
4.1.6. Regulatorul de turaţie
Diferenţa dintre valoarea de referinţă şi valoarea măsurată a turaţiei este aplicată
regulatorului PI de turaţie care ulterior este adusă la valoarea zero. Mărimea de ieşire a
regulatorului de turaţie este valoarea de referinţă a componentei active a curentului. Ecuaţiile
prin care se determină constantele de amplificare ale regulatorului de turaţie sunt:
JK speedpw , (4.18)
bK currentiw , (4.19)
unde: Kpw, Kiw – constantele de amplificarea ale regulatorului de turaţie, J – momentul de
inerţie şi b – coeficientul de frecare.
Cuplul mecanic al MSMP poate fi controlat prin valoarea de referinţă a turaţiei (Fig. 4.6).
Ecuaţiile funcţiilor de transfer sunt caracterizate de relaţiile matematice (4.20-4.23).
4.1.7. Blocurile de transformare de coordonate
Transformata Park inversă (dq - αβ) utilizată în scopul transformării mărimilor d, q în
mărimi α, β, transpusă în programul Matlab-Simulink (Fig. 4.7), este în concordanţă cu
ecuaţiile (4.24).
În Fig. 4.8. sunt prezentate relaţiile matematice (4.26) transpuse în programul Matlab-
Simulink pentru a transforma coordonatele modelului trifazat abc în coordonate bifazate dq.
Transformata Clarke inversă (Fig. 4.9) a fost utilizată în scopul transformărilor de coordonate
ale axelor d şi q în coordonate abc, care sunt în concordanţă cu ecuaţiile (4.25).
Fig. 4.7. Blocul de tranformare de coordonate dq în αβ.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
46
Se remarcă faptul că ecuaţia (4.25) conţine matricea transpusă care coincide cu
matricea inversă arătată în ecuaţia (4.26), adică este îndeplinită condiţia [C]T = [C]-1. O astfel
de transformare este ortogonală.
4.1.8. Invertorul
Blocul invertorului de tensiune, transpus în programul Matlab-Simulink (Fig. 4.10),
primeşte la intrare referinţa de tensiune de la bornele circuitului intermediar (Vdc) şi factorul
de modulaţie asociat celor trei faze (da, db, dc). Mărimile de ieşire ale blocului invertor sunt
tensiunile de fază (ua, ub, uc) şi intensitatea curentului prin circuitul de curent continuu.
Fig. 4.9. Blocul de tranformare de coordonate dq în abc.
Fig. 4.10. Modelul Matlab-Simulink al invertorului de tensiune.
Fig. 4.8. Blocul de transformare de coordonate abc în dq.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
47
4.1.9. Blocul de comandă al invertorului
4.1.9.1.Tehnica de modulare PWM bazată pe undă purtătoare
Când factorul de modulaţie este mare, în semnalul de referinţă va fi injectat un semnal
ce conţine componenta de armonica a treia. Acest lucru permite creşterea frecvenţei de ieşire
corespunzătoare pentru aceeaşi tensiune. Amplitudinea semnalului injectat este 1/3 din
componenta fundamentală. Semnalul injectat va permite o utilizare mai largă a tensiunii din
circuitul intermediar cu 15,5 % [4.3-4.4]. Injectarea acestui semnal se face prin punctul neutru
ZSS (Zero Sequence Signal Injection) în blocul de comandǎ al invertorului (Fig. 4.13).
Semnalul aplicat generatorului PWM este constituit din semnalul undei fundamentale şi
semnalul componentei armonicii a treia.
Schemele bloc din Fig. 4.13 şi 4.14 urmează acelaşi principiu de funcţionare. Acestea
vor reduce valoarea maximă a semnalului modulat şi prin urmare va creşte valoarea factorului
de modulaţie. Valoarea tensiunii de ieşire va creşte de asemenea.
Pentru a simplifica calculele a fost implementată o caracteristică de turaţie liniară cu
raportul U/f constant. Valoarea de referinţă a componentei de câmp este zero. În Tab. 4.1.
sunt prezentate rezultatele obţinute în programul de simulare pentru câteva niveluri de putere
ale MSMP [4.6].
Fig. 4.13. Sch. bloc prin care se generează
un semnal sinusoidal cu armonica a treia.
Fig. 4.14. Sch. bloc prin care se generează un
semnal triunghiular cu armonica a treia.
Fig. 4.11. Forma de undă a semnalului
sinusoidal cu conţinut de armonica a treia.
Fig. 4.12. Forma de undă a semnalului
triunghiular cu conţinut de armonica a treia.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
48
Tehnica SPWM implementată în program nu permite utilizarea completă a tensiunii
continue din circuitul intermediar, cu excepţia cazului când injectăm componenta de armonica
a treia (Fig. 4.16).
0 200 400 600 800 100090
91
92
93
94
95
Turatia [rpm]
Ran
dam
ent [
%]
5.5 kW15 kW30 kW55 kW75 kW
Ucc: 83,67 %
Fig. 4.17. Fără injecţie de armonica a treia.
0 200 400 600 800 100090
91
92
93
94
95
Turatie [rpm]
Ran
dam
ent [
%]
5.5 kW 15 kW 30 kW 55 kW 75 kW
Fig. 4.18. Cu injecţie de armonica a treia.
TAB. 4.2. VALORILE OBŢINUTE ÎN SIMULARE PENTRU MSMP DE 75 KW.
Fără injecţie de armonica a treia. Cu injecţie de armonica a treia.
f Ua_RMS η1 f Ua_RMS η2 Δηb
[Hz] [V] [%] [Hz] [V] [%] [%]
4.297 17.05 67.148 5 19.84 70.423 3.27
8.594 34.143 80.191 10 39.74 82.427 2.23
12.891 51.28 85.684 15 59.7 87.347 1.66
12.297 68.831 88.723 20 79.74 89.977 1.25
21.615 86.242 90.577 25 99.88 91.586 1
25.954 103.74 91.822 30 120.1 92.652 0.82
30.325 121.41 92.704 35 140.6 93.393 0.68
34.711 139.33 93.352 40 161.4 93.923 0.57
39.092 157.61 93.839 45 182.5 94.317 0.47
43.552 176.26 94.211 50 204.1 94.604 0.39 b. Câştigul de randament.
În acest caz tensiunea din
circuitul intermediar va fi utilizată
complet. Linia roşie verticală
arătată în Fig. 4.17. delimitează
zona până unde poate funcţiona
MSMP fără a injecta componenta
de armonica a treia. Când turaţia
este mai mare decât 50 % din
valoarea nominală a acesteia şi se
injectează componenta armonicii a
treia randamentul MSMP nu va
creşte foarte mult (Fig. 4.18).
0 2 4 6 8 10 120
100
200
300
400
500
600
700
800
900
1000
Timp [s]
Tura
tia [r
pm]
MSMP 75 kWcu injectie de armonica a treia
fara injectie de armonica a treia Ucc = 83.67 %
Ucc = 100 %
Fig. 4.16. Caracteristica turaţiei în raport cu timpul a
MSMP.
TAB. 4.1. REZULTATELE OBŢINUTE PENTRU MODELUL SPWM.
Valori nominale Fară armonica a treiaa
Pm Uline Iline UDC η f Pm UDC
[kW] [V] [A] [V] [%] [Hz] [kW] [%]
5.5 369 9.3 520 93 43.59 3.64 86.36
15 360 26 508 94 43.81 10.06 84.23
30 377 50 532 94.2 43.81 20.13 88.20
55 354 97.5 496 94.3 43.85 37.03 82.81
75 358 132 501 94.6 43.55 51.09 83.67
a Valorile care au fost obţinute în Matlab-Simulink.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
49
4.1.9.2. Tehnica de modulare PWM bazată pe fazori spaţiali
Strategia MID fazor spaţial reprezintă o încercare de a reproduce într-un anumit
interval de timp fazorul de tensiune statorică cerut de regulatorul de curent. Acesta se
calculează prin adunarea tensiunilor de referinţă din planul dq.
**dqdq juuu , (4.35)
unde ud*, uq* sunt valorile de referinţă ale tensiunilor vectorului spaţial.
Blocul de comandă şi control al invertorului trifazat este construit în baza unui
algoritm logic, care ulterior, implementat într-un bloc s-function în programul Matlab-
Simulink, va genera impulsurile PWM necesare invertorului (Fig. 4.20). Relaţiile matematice
corespunzătoare blocului s-function sunt 4.36-4.44.
Fig. 4.19. Descompunerea fazorului
tensiunii de referinţă după fazorii adiacenţi.
În Fig. 4.19 este arătată
descompunerea fazorului us după fazori
adiacenţi (în sectorul I), la timpul mediu de
comutaţie al vectorilor ua, ub şi u0. Acesta
din urmă reprezintă sfârşitul unui ciclu de
comutare, apoi secvenţa de comutaţie va fi
mutatǎ în sectorul Ua şi Ub dupǎ repetarea
ciclului de comutaţie. Prin cunoaşterea
vectorului us, este rezolvat timpul mediu de
comutaţie al vectorilor ua, ub şi u0.
Fig. 4.20. Schema bloc a algoritmului logic de comandă SVPWM.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
50
Utilizând tehnica fazorilor spaţiali sunt prezentate două metode de funcţionare în
regim de slăbire de flux. Prima metodă realizează o comparaţie a rezultatelor obţinute la
frecvenţe diferite pentru aceeaşi tensiune de fază. În a doua metodă frecvenţa MSMP rămâne
constantă şi valoarea curentului statoric va fi modificată prin componenta de câmp.
A. Prima metodă
În regim de turbinare, atunci când se utilizează o caracteristică liniară ca referinţă de
turaţie pentru MSMP (V/Hz), randamentul obţinut este scăzut comparativ cu regimul de
pompare. Acest aspect este verificat prin faptul că grupul motor-pompă a fost proiectat pentru
un anumit regim de funcţionare. În regim de turbină sunt comparate două caracteristici de
randament pentru o MSMP de 75 kW (Fig. 4.22). Pentru a creşte randamentul MSMP în
regim de turbină, maşina sincronă va funcţiona în regim de slăbire de flux (Fig. 4.23).
B. A doua metodă
Pentru aceeaşi valoare de randament a MSMP turaţia va creşte cu aproximativ 60 de
rpm (Fig. 4.24), deoarece componenta de câmp a curentului s-a modificat (aici a fost utilizată
o referinţă de turaţie liniară pentru MSMP). Vectorul fluxului magnetului permanent rămâne
0 10 20 30 40 500
50
100
150
200
250
Frecventa [Hz]
Tens
iune
a de
faza
[V]
V / Hz, id = 0; V / Hz 3, id = 0.
X: 5,00 Y: 20.58
X: 30,00Y: 125.4
X: 41.97Y: 125.5
X: 21.57Y: 20.76
Fig. 4.21. Caracteristiciile de turaţie ale MSMP.
În Fig. 4.21. este prezentat un
studiu comparativ între două carac-
teristici de tensiune în raport cu
frecvenţa MSMP. În regimul de slăbire
de flux (V/Hz3), pentru aceeaşi tensiune,
valoarea de referinţă a turaţiei este
crescută. Randamentul total al grupului
motor-pompă va creşte datorită creşterii
turaţiei maşinii hidraulice.
300 400 500 600 700 800 900 100082
84
86
88
90
92
94
96
Turatia [rpm]
Ran
dam
ent [
%]
V / Hz, id = 0;V / Hz3, id = 0.
Fig. 4.22. Randamentul MSMP în regim de
generator pentru V/Hz şi V/Hz3.
300 400 500 600 700 800 900 100082
84
86
88
90
92
94
96
Turatia [rpm]
Ran
dam
ent [
%]
V / Hz - pump (id=0)V / Hz3 - turbine (id=0)
Fig. 4.23. Randamentul MSMP în regim de
motor şi generator pentru V/Hz şi V/Hz3.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
51
constant, dar vectorul fluxului statoric se va modifica odată cu creşterea sau scăderea valorii
de referinţă a componentei de câmp a curentului. Curentul statoric nu poate creşte peste
valoarea sa nominală. În caz contrar, există un mod de control prin care regimul de simulare
va fi oprit [3.11].
În Tab. 4.3. sunt prezentate datele obţinute în programul Matlab-Simulink pentru
ambele metode de slăbire de flux.
300 400 500 600 700 800 900 100082
84
86
88
90
92
94
96
Turatia [rpm]
Ran
dam
ent [
%]
V / Hz, cand id < 0;V / Hz, cand id = 0;
X: 700.3 Y: 92.66
X: 599.7 Y: 91.58
X: 501.3Y: 90
X: 400.7 Y: 87.37
X: 901 Y: 93.93
X: 440.5 Y: 90
X: 339 Y: 87.38
X: 538.8 Y: 91.59
X: 639.5 Y: 92.67
X: 735.5Y: 93.4
X: 833.8 Y: 93.93
X: 801 Y: 93.4
Fig. 4.24. Randamentul MSMP ca generator.
Tab. 4.3. Metode utilizate de slăbire de flux.
Regim de motor (pompă) Regim de slăbire de flux (turbine) f b Va Ia η f Ia
a η a Ia b η b
[Hz] [V] [A] [%] [Hz] [A] [%] [A] [%]
15 59.7 12.9 87.3 28.6 38.2 92 33.3 82.4
20 79.7 22.3 89.9 32.9 51.3 92.8 40 87.3
25 99.8 34.1 91.5 36.2 62.7 93.3 48.6 90
30 120 48.6 92.6 39.1 73.2 93.6 59.6 91.5
35 140 65.5 93.4 41.8 83.8 93.9 73 92.6
40 161 85 93.9 43.9 93 94.1 89.6 93.4
45 182 107 94.3 46.1 102 94.3 108 93.9
50 204 131 94.6 48.1 112 94.4 130 94.3
a Prima metodă b.A doua metodă.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
52
4.2. Rezultatele obţinute în programul Matlab-Simulink în regim de pompă
În programul Matlab-Simulink s-au impus două tipuri de caracteristici de turaţie în
raport cu timpul, în scopul stabilirii unui regim optim de funcţionare (Fig. 4.25 şi 4.26). Prima
caracteristică de turaţie impusă pentru MSMP este caracteristica liniară (U/f). În acest caz,
MSMP funcţionază cu un factor de putere natural în regim de turaţie variabilă. Compensarea
acestui factor de putere până la valoarea optimă se poate face doar utilizând caracteristica
neliniară (U/f 3).
Precum s-a arătat în Fig. 4.21, pentru acelaşi nivel de tensiune, frecvenţa va fi mai
mare pentru caracteristica neliniară. În regim de pompă, modificarea cuplului în raport cu
timpul pentru caracteristica de turaţie neliniară (Fig. 4.28) prezintă o viteză de variaţie mai
lentă a regimului de pornire comparativ cu caracteristica de turaţie liniară (Fig. 4.27).
Caracteristicile de putere activă şi reactivă absorbite de maşina cu magneţi permanenţi
în regim de motor sunt prezentate în Fig. 4.29, respectiv în Fig. 4.30. Regimul de slăbire de
flux, aferent caracteristicii de turaţie neliniară, permite funcţionarea MSMP la turaţii mai
ridicate pentru aceeaşi valoare a tensiunii (Fig. 4.21).
0 2 4 6 8 10 120
100
200
300
400
500
600
Timp [s]
Tura
tia [
rpm
]
0 2 4 6 8 10 120
100
200
300
400
500
600
Timp [s]
Tura
tia [
rpm
]
Fig. 4.25. Caracteristica de turaţie liniară. Fig. 4.26. Caracteristica de turaţie neliniară.
0 2 4 6 8 10 120
5
10
15
20
25
30
35
40
Timp [s]
Tem
, Tm
[N
m]
Tem
Tm
0 2 4 6 8 10 120
5
10
15
20
25
30
35
40
Timp [s]
Tem
, Tm
[N
m]
Tem
Tm
Fig. 4.27. Caracteristicile de cuplu ale MSMP când
caracteristica de turaţie impusă este liniară.
Fig. 4.28. Caracteristicile de cuplu ale MSMP când
caracteristica de turaţie impusă este neliniară.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
53
În prezentul subcapitol, "rezultatele obţinute cu programul Matlab-Simulink în regim
În Fig. 4.31, respectiv 4.32, sunt prezentate două forme de undă ale intensităţii
curentului electric în raport cu timpul, pentru ambele caracteristici de turaţie utilizate.
0 2 4 6 8 10 12-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
Timp [s]
Iabc
[A]
iaibic
În Tab. 4.4. sunt prezentate
rezultatele obţinute în programul
Matlab-Simulink pentru MSMP, atât
în regim nominal, cât şi în regim de
slăbire de flux. În regimul de
simulare s-a plecat de la frecvenţa
optimă până la frecvenţa nominală a
MSMP pentru a evidenţia regimul
de slăbire de flux (20 Hz - 40 Hz).
Fig. 4.31. Intensitatea curentului statoric pentru caracteristica liniară de turaţie.
0 2 4 6 8 10 12-8
-6
-4
-2
0
2
4
6
8
Timp [s]
Iabc
[A
]
i ai bi c
Prin parametrul ∆f (diferenţa
dintre frecvenţa măsurată în regim
de slăbire de flux şi frecvenţa în
regim natural) se poate observa
câştigul obţinut în frecvenţă. Datele
sunt obţinute în urma unui studiu
comparativ pentru două caracte-
ristici diferite fară a modifica direct
componenta de câmp a curentului.
Fig. 4.32. Intensitatea curentului statoric pentru caracteristica neliniară de turaţie.
11.98 11.99 12
-5
11.98 11.99 12
-5
0 2 4 6 8 10 120
500
1000
1500
2000
2500
Timp [s]
P, Q
[W
]
P
Q
0 2 4 6 8 10 120
500
1000
1500
2000
2500
Timp [s]
P, Q
[W
]
P
Q
Fig. 4.29. Caracteristica de putere pentru
caracteristica de turaţie liniară.
Fig. 4.30. Caracteristica de putere pentru
caracteristica de turaţie neliniară.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
54
Pentru caracteristica liniară tensiunea de fază este 125,4 V şi frecvenţa MSMP 30 Hz.
Extrapolând valorile de tensiune şi de frecvenţă pentru regimul de slăbire de flux
(caracteristica neliniară), MSMP va funcţiona cu frecvenţa de 41,97 Hz.
În Fig. 4.33, respectiv 4.34. sunt arătate formele de undă ale tensiunilor de fază în
raport cu timpul pentru MSMP, după cele două caracteristici de referinţă impuse modelului
considerat. Valorile frecvenţei tensiunii statorice din tabel sunt în concordanţă cu Fig. 4.21.
0 2 4 6 8 10 12-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
Timp [s]
Uab
c [V
]
uaubuc
0 2 4 6 8 10 12-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
Timp [s]
Uab
c [V
]
uaubuc
Fig. 4.33. Tensiunile de fază la bornele MSMP
pentru caracteristica liniară de turaţie.
Fig. 4.34. Tensiunile de fază la bornele MSMP
pentru caracteristica neliniară de turaţie.
11.98 11.99 12
0
5
11.98 11.99 12
0
5
Tab. 4.4. Sinteza rezultatelor simulărilor pentru MSMP de 2,2 kW. U / f, id = 0; U / f 3, id = 0;
f U I Pe T η f U I Pe T η ∆f [Hz] [V] [A] [W] [Nm] [%] [Hz] [V] [A] [W] [Nm] [%] [Hz] 25,8 84,3 1,36 344 9,3 88,31 39,5 130,9 3,08 1210 21,9 89,87 13,6 26,1 85,3 1,39 356 9,5 88,38 40 132,7 3,16 1258 22,5 89,9 13,8 27,1 88,7 1,49 397 10,3 88,57 40,5 134,5 3,24 1305 23,1 89,92 13,4 28,1 92,0 1,60 442 11,1 88,75 41 136,2 3,31 1354 23,6 89,93 12,8 29,6 97,1 1,77 516 12,3 88,99 41,8 139,1 3,45 1439 24,6 89,96 12,2 30,1 98,8 1,82 542 12,7 89,06 42 139,7 3,47 1455 24,8 89,97 11,8 31,1 102,2 1,94 597 13,6 89,2 42,5 141,4 3,55 1508 25,4 89,98 11,3 32,1 105,7 2,07 656 14,5 89,32 43 143,2 3,64 1562 26,0 90 10,8 33,1 109,1 2,19 719 15,4 89,42 43,3 144,3 3,69 1598 26,4 90 10,2 34,1 112,5 2,32 785 16,4 89,52 43,8 146,1 3,78 1654 27,0 90,02 9,7 35,1 115,9 2,46 856 17,3 89,6 44,3 147,8 3,86 1711 27,6 90,03 9,19 36,1 119,4 2,59 930 18,3 89,68 44,8 149,7 3,95 1771 28,3 90,03 8,7 37,1 122,8 2,73 1009 19,4 89,75 45,2 150,8 4,00 1810 28,7 90,04 8,03 38,1 126,3 2,88 1093 20,4 89,81 45,5 152,0 4,06 1850 29,1 90,04 7,35 39,1 129,7 3,03 1181 21,5 89,86 46 153,7 4,15 1913 29,8 90,05 6,86 40,1 133,2 3,18 1273 22,6 89,9 46,3 154,9 4,21 1954 30,2 90,05 6,19 41,1 136,8 3,34 1371 23,8 89,94 46,8 156,7 4,30 2018 30,8 90,06 5,68 42,1 140,3 3,50 1473 25,0 89,97 47,2 157,9 4,36 2062 31,3 90,06 5,02 43,1 143,8 3,66 1580 26,2 90 47,5 159,0 4,42 2106 31,7 90,06 4,35 44,2 147,2 3,83 1693 27,4 90,02 47,8 160,3 4,48 2151 32,2 90,06 3,68 45,2 150,8 4,00 1810 28,7 90,04 48,2 161,5 4,54 2196 32,7 90,06 3,01 46,2 154,3 4,18 1933 30,0 90,05 48,7 163,3 4,63 2265 33,3 90,06 2,51 47,2 157,9 4,36 2062 31,3 90,06 49 164,4 4,70 2313 33,8 90,07 1,84 48,2 161,5 4,54 2196 32,6 90,07 49,3 165,5 4,76 2360 34,3 90,07 1,17 49 164,4 4,70 2313 33,8 90,07 49,7 166,0 4,78 2378 34,4 90,07 0,67
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
55
Studiul comparativ nu presupune ca tensiunea de fază să fie aceeaşi pentru ambele
regimuri de funcţionare, întrucât rezultatele simulărilor sunt obţinute la frecvenţe diferite.
4.3. Soluție particulară pentru stocarea energiei, utilizând o turbină hidraulică
În Fig. 4.35 şi 4.36 sunt prezentate caracteristicile de cuplu, respectiv putere mecanică,
în raport cu timpul pentru MSMP în regim de generator.
În regim staţionar, amplitudinea tensiunii de fază pentru regimul de motor a MSMP
este mai mare cu aproximativ 10 % (Fig. 4.33, Fig. 4.34) comparativ cu regimul de generator
pentru aceeaşi maşină electrică (Fig. 4.41, Fig. 4.42). Acest lucru este determinat de raportul
dintre tensiunea electromotoare şi tensiunea la borne, care în regim de motor este subunitar,
iar în regim de generator este supraunitar conform condiţiilor de proiectare pentru regimul în
care va funcţiona MSMP.
0 2 4 6 8 10 12-40
-35
-30
-25
-20
-15
-10
-5
0
5
Timp [s]
Tem
, Tm
[N
m]
Tm
Tem
Utilizând atât maşina hidra-
ulică cât şi maşina electrică în regim
reversibil, randamentul obţinut va fi
mai mic. În acest sens, pentru a creşte
randamentul local şi global s-a utilizat
regimul de slăbire de flux. În Fig. 4.35
şi 4.36 sunt prezentate caracteristicile
de cuplu, respectiv putere mecanică, în
raport cu timpul pentru MSMP în
regim de generator.
Fig. 4.35. Caracteristica de cuplu a GSMP.
0 2 4 6 8 10 12-2500
-2000
-1500
-1000
-500
0
Timp [s]
Pm [
W]
Puterile activă şi reactivă
absorbite de MSMP în regim de
generator, pentru ambele caracteristici
de turaţie impuse, sunt prezentate în
Fig. 4.37 şi 4.38.
Caracteristicile de putere
activă şi reactivă prezentate mai jos
conduc la procese tranzitorii diferite.
În regim staţionar, puterea activă şi
reactivă absorbită este aceeaşi.
Fig. 4.36. Caracteristica de putere mecanică.
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
56
Datele obţinute în programul Matlab-Simulink sunt în concordanţă cu parametrii reali
ai MSMP, care au fost determinaţi pe standul de probă.
0 2 4 6 8 10 12-2000
-1500
-1000
-500
0
500
Timp [s]
P, Q
[W
]
P
Q
0 2 4 6 8 10 12-2000
-1500
-1000
-500
0
500
Timp [s]
P, Q
[W
]
P
Q
Fig. 4.37. Puterea activă şi reactivă absorbită de
GSMP pentru caracteristica de turaţie liniară.
Fig. 4.38. Puterea activă şi reactivă absorbită de
GSMP pentru caracteristica de turaţie neliniară.
0 2 4 6 8 10 12-6
-4
-2
0
2
4
6
Timp [s]
Iabc
[A]
iaibic
0 2 4 6 8 10 12
-6
-4
-2
0
2
4
6
Timp [s]
Iabc
[A
]
iaibic
Fig. 4.39. Intensitatea curentului statoric a
GSMP pentru caracteristica liniară de turaţie.
Fig. 4.40. Intensitatea curentului statoric a
GSMP pentru caracteristica neliniară de turaţie.
11.98 11.99 12
0
5
11.98 11.99 12
0
5
0 2 4 6 8 10 12-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
Timp [s]
Uab
c [V
]
uaubuc
0 2 4 6 8 10 12-250
-200
-150
-100
-50
0
50
100
150
200
250
Timp [s]
Uab
c [V
]
uaubuc
Fig. 4.41. Tensiunile de fază la bornele GSMP
pentru caracteristica liniară de turaţie.
Fig. 4.42. Tensiunile de fază la bornele GSMP
pentru caracteristica neliniară de turaţie.
11.98 11.99 12
0
5
11.98 11.99 12
0
5
4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei
57
4.4. Concluzii
Prin metoda de slăbire de flux a MSMP, conform rezultatelor prezentate mai sus, se
reduc pierderile în maşina sincronă. Toate aceste determinări obţinute prin programul de
simulare conduc la creşterea randamentului grupului motor-pompă şi implicit la creşterea
randamentului global al sistemului de stocare a energiei obţinute de la sursele regenerabile de
energie prin pomparea apei.
Controlul cu orientare după câmp reprezintă metoda prin care fluxurile rotoric, statoric
sau din întrefier sunt considerate o bază pentru a crea un cadru de referinţă pentru unul din
aceste fluxuri cu scopul de a decupla componentele active de cele reactive ale intensităţii
curentului statoric. Decuplarea asigură uşurinţa controlului complex al MSMP. Aceasta
înseamnă că componenta activă a curentului (iq) va genera cuplu, iar componenta reactivă (id)
va genera fluxul. În această aplicaţie fluxul rotoric este considerat un cadru de referinţă pentru
stator şi fluxul din întrefier. Particularităţile controlului cu orientare după câmp, în cazul
MSMP, ar fi că curentul statoric de referinţă din axa d (id* = 0) corespunde cu fluxul de
reacţie statoric din axa d. Comparativ cu MSMP, unde magneţii rotorului produc fluxul util,
care presupune că indiferent de valoarea curentului (id) fluxul generat de MP să rămână
constant, la maşina asincronă este necesară o valoare de referinţă constantă pentru curentul de
magnetizare (id) pentru a produce fluxul util al rotorului. Pe de altă parte, la MSMP fluxul din
întrefier este egal cu suma dintre fluxul rotoric util şi fluxul statoric de reacţie generat de
intensitatea curentului statoric.
Pentru situaţia când cuplul este constant, în controlul cu orientare după câmp, fluxul
din întrefier din axa d este egal cu fluxul util generat de magneţii permanenţi iar fluxul
statoric de reacţie din axa d este egal cu zero. Când MSMP funcţionează la putere constantă,
componenta reactivă a curentului statoric este utilizată pentru slăbirea câmpului magnetic din
întrefier în scopul creşterii turaţiei. Viteza maximă realizată nu poate fi mai mare decât dublul
vitezei de bază, deoarece la MSMP înălţimea radială a întrefierului este mult mai mare
comparativ cu maşina asincronă. Pentru aceasta, slăbirea câmpului MSMP nu se poate face în
mod eficient, întrucât implică un flux de reacţie slab.
Formele de undă ale intensităţii curenţilor obţinute în regim de funcţionare ca motor la
MSMP, pentru ambele caracteristici considerate, arată că regimul tranzitoriu este neliniar
(Fig. 4.31, Fig. 4.32). Pentru aceeaşi MSMP, în regim de generator, formele de undă ale
intensităţii curenţilor arată că regimul tranzitoriu este liniar. Acest lucru poate conduce la un
control dinamic mai bun. Prin caracteristica de turaţie neliniară se poate obţine un regim
tranzitoriu de pornire mai lent.
5. REZULTATE EXPERIMENTALE
5.1. Modelul Matlab-Simulik implementat în programul dSPACE
Circuitul de putere cuprinde invertorul de tensiune, filtrul trifazat trece-jos, maşina
sincronǎ cu magneţi permanenţi (MSMP), generatorul asincron trifazat (GA), bateria de
condensatoare şi sarcina de balast. Schema de acţionare conţine de asemenea echipamente de
mǎsurǎ, protecţie şi control (Fig. 5.1). MSMP este controlatǎ prin emulatorul de caracteristică
al unei pompe centrifugale. Circuitul intermediar al invertorului de tensiune este alimentat de
la o sursǎ de putere variabilǎ [5.1].
Fiecare circuit electric din schema de acţionare este controlat prin programul
dSPACE. MSMP funcţioneazǎ în regim de motor la turaţie şi sarcinǎ variabile.
Cuplul rezistent al MSMP este realizat cu un GA. Curentul şi turaţia MSMP sunt
mǎsurate în timp real şi comparate cu valorile lor de referinţǎ. Erorile obţinute ca diferenţe
între valorile măsurate ṣi cele de referinţǎ sunt aplicate regulatoarelor PI de curent şi turaţie.
Achiziţia curenţilor, tensiunilor şi turaţiei sunt realizate utilizând diverse traductoare de
mǎsurǎ dedicate.
Sarcina de balast este o sarcină activă formată dintr-un convertor de tensiune şi un
grup de rezistoare conectate în paralel. Schema de control care a fost implementată în
programul dSPACE este prezentată în Fig. 5.3.
Fig. 5.1. Schema bloc a sistemului de acţionare.
Filtrul trifazat trece-jos asigurǎ
alimentarea MSMP cu tensiune
sinusoidalǎ. Cuplul rezistent al maṣinii
sincrone este dat în raport cu turaţia de
puterea activă pe sarcina de balast.
Sarcina de balast este un grup de
rezistoare controlat printr-un convertor
de tensiune în sistemul dSPACE.
Circuitul de control este alcǎtuit din
douǎ regulatoare de curent ṣi un
regulator de turaţie de tip proporţional-
integrativ (PI), respectiv dispozitivele
de măsură ale acţionării.
5. Rezultate experimentale
59
Deoarece MSMP nu este conceput din fabricaţie cu colivie pentru a porni în regim
asincron, este necesară o schemă de control pentru alinierea rotorului cu axa d a modelului
ortogonal (Fig. 5.4).
Controlul sarcinii de balast se realizeză în raport cu tensiunea şi puterea reactivă de la
bornele generatorului asincron. În regimul de slăbire de flux, dacă valoarea măsurată a
curentului statoric creşte peste valoarea setată, MSMP va fi oprit. Încărcarea MSMP este
făcută în raport cu o caracteristică liniară de tip rampă în decursul unui interval de timp dat.
Invertorul de tensiune este format din şase tranzistoare IGBT dispuse în punte, câte
două pe fiecare fază. Strategia de control a invertorului este realizată după teoria fazorilor
spaţiali [5.2]. Acest tip de control poate reduce valorile armonicilor de curent prin alegerea
adecvată a fazorului de tensiune şi determinarea timpilor de comutaţie. Blocul de control al
invertorului este de tip s-function. Modul de funcţionare al invertorului este definit în patru
cadrane şi arătat în Fig. 5.5, după următorii paşi:
Prima dată, parametrii blocului s-function sunt definiţi în raport cu relaţiile:
cos* Uud , (5.1)
sin* Uuq , (5.2)
unde U* este valoarea de referinţă a vectorului de tensiune iar ud, uq sunt vectorii de tensiune
ai modelului ortogonal.
Fig. 5.3. Schema bloc a sarcinii de balast. Fig. 5.4. Schema bloc de aliniere a rotorului.
*U
du
qu
00
q
d
uu
00
q
d
uu
Fiecare sector este caracterizat de
ecuaţiile sale. În raport cu aceste ecuaţii sunt
setaţi timpii de comutaţie ai invertorului.
Comparativ cu alte moduri de control,
unde principiul de funcţionare al vectorului
spaţial este realizat prin intermediul unghiului γ
predefinit, aici unghiul γ este determinat
utilizându-se ecuaţiile (5.1) şi (5.2), ştiind că
tensiunea din axa q este egală cu √3·ud. Fig. 5.5. Modul de funcţionare a invertorului.
5. Rezultate experimentale
60
Apoi este calculat factorul de modulaţie şi limitele din axele modelului ortogonal
în acord cu relaţiile (4.36), (4.37), (4.38).
În final, sunt definite cadranele şi sectoarele în care se roteşte fazorul spaţial.
Definirea şi identificarea sectorului şi cadranului în care se află fazorul reprezentativ
de tensiune la un moment dat este făcută în funcţie de tensiunile ud ṣi uq. Primul cadran este
definit când ud > 0 şi uq > 0 respectiv ud < 0 şi uq > 0 pentru al doilea cadran. Fiecare sector
este definit în funcţie de unghiul γ (adică 0 < γ < 60) pentru relaţiile care au fost detaliate în
capitolul anterior. Schema bloc de acţionare este realizată în programul Matlab-Simulink şi
implementată ulterior în programul dSPACE (Fig. 5.6).
În regim de slǎbire de flux, componenta de câmp a curentului (id) poate fi mai mare
sau mai micǎ ca zero. Când componenta reactivǎ a curentului este mai mare ca zero MSMP
este supraexcitatǎ.
Regimul de slǎbire de flux are ca efect reducerea pierderilor şi permite funcţionarea
MSMP la turaţii mai mari pentru aceeaşi tensiune de referinţǎ (Fig. 5.8). Acest aspect implicǎ
şi creşterea randamentului global al schemei de acţionare, întrucât pompa centrifugalǎ are
randament scǎzut la turaţii mici, atunci când schema de acţionare funcţionează în regim
autonom, fiind alimentată de la surse regenerabile de energie [5.4], [5.5], [5.6], [5.7].
Interfaţa ControlDesk a sistemului de comandǎ cu utilizatorul permite vizualizarea
parametrilor mǎsuraţi şi calculaţi ai MSMP.
Cele două caracteristici prezentate în Fig. 5.8, una liniară, prin care raportul u/f este
constant, ṣi alta neliniară prin care este evidenţiat regimul de slăbire de flux, au fost
implementate mai întâi în simulare în programul Matlab-Simulink.
Fig. 5.6. Schema bloc de acţionare implementată în programul dSPACE.
5. Rezultate experimentale
61
5.2. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 2,2 kVA
În Tab. 5.1. sunt prezentate rezultatele mǎsurate atât pentru regimul natural de
funcţionare, cât şi pentru regimul de slǎbire de flux. Regimul de slǎbire de flux a fost
evidenţiat pentru diferite valori ale factorului de putere. În Fig. 5.9. este prezentat standul
experimental pentru MSMP de 2,2 kVA.
În schema de acţionare care funcţioneazǎ în buclǎ închisǎ, au fost impuse
experimental în sistemul dSPACE douǎ caracteristici de turaţie (u/f ṣi u/f 3) pentru a evidenţia
cele douǎ moduri de funcţionare (Fig. 5.10. a şi b).
0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 500
50
100
150
200
Frecventa [Hz]
Tens
iune
a de
faza
[V]
u/f 3
u/f
cos (phi) = nat.cos (phi) = 1
X: 36,72Y: 66,32
X: 20,54Y: 66,33
X: 29,44Y: 95,7
X: 34,37Y: 112,2
X: 46,01Y: 128,7
X: 41,68Y: 95,71
X: 39,04Y: 79,02
X: 24,4Y: 79,03
X: 21,35Y: 68,99
X: 25,44Y: 82,45
X: 30,62Y: 99,64
X: 35,76Y: 116,8
X: 39,28Y: 128,7
X: 40,73Y: 133,6
X: 43,96Y: 112,2
X: 37,24Y: 68,98
X: 39,62Y: 82,45
X: 44,55Y: 116,8
X: 42,25Y: 99,65
X: 46,58Y: 133,6
Fig. 5.8. Caracteristicile tensiune-frecvenţă ale MSMP.
Fig. 5.9. Standul experimental pentru MSMP de 2,2 kVA.
5. Rezultate experimentale
62
În regimul de slăbire de flux, MSMP poate funcţiona pe diferite caracteristici tensiune-
frecvenţă (Fig. 5.8).
În Fig. 5.13. sunt prezentate caracteristicile de randament în raport cu frecvenţa
tensiunii de alimentare pentru MSMP la factor de putere diferit.
f
[Hz]
Ia [A]
cosφ nat
cosφ nat
Ia [A]
cosφ 0,9
Ia [A]
cosφ 0,95
Ia [A]
cosφ 1
21 2,76 0,348 0,93 0,89 0,85
24 2,89 0,429 1,24 1,18 1,12
27,09 3,06 0,519 1,61 1,52 1,45
30,1 3,21 0,594 1,98 1,86 1,76
33,11 3,42 0,668 2,4 2,27 2,12
36,12 3,67 0,738 2,87 2,71 2,53
39,13 3,96 0,8 3,41 3,19 2,99
42,14 4,28 0,852 3,99 3,73 3,46
45,15 4,71 0,887 4,63 4,3 3,98
48,16 5,14 0,921 - 4,93 4,53
50 5,2 0,93 - 5,14 4,55
Alimentarea microreţelelor cu caracter
autonom este realizatǎ de la surse de energie
regenerabilǎ. Funcţionarea MSMP în regim
de slǎbire de flux va permite creşterea
frecvenţei tensiunii de alimentare. Câştigul
procentual al randamentului în regim de
slǎbire de flux este realizat în gama de
frecvenţǎ cuprinsă între 21 Hz şi 35 Hz (Fig.
5.8). Experimental, s-a constatat cǎ la
frecvenţe mai mici de 21 Hz, în regim de
slǎbire de flux, nu mai poate fi compensat
randamentul pompei centrifugale, chiar dacǎ
MSMP are randament mai ridicat.
Tab. 5.1. Valorile curenţilor pentru diferite
valori ale lui cosφ.
20 25 30 35 40 45 5060
65
70
75
80
85
90
95
Frecventa [Hz]
Ran
dam
ent [
%]
cos(phi) = 0.9cos(phi) = 0.95cos(phi) = 1cos(phi) = natural
Fig. 5.13. Randamentul MSMP în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare.
5. Rezultate experimentale
63
MSMP nu poate fi defluxată foarte mult, ci într-un interval limitat deoarece fluxul
magnetului permanent rămâne constant.
5.3. Rezultatele experimentale obţinute pentru MSMP de 4,5 kVA
În acest subcapitol se verifică validarea modelului conceput în programul Matlab-
Simulink pentru a realiza un studiu comparativ al rezultatelor experimentale. Acelaşi model
realizat în programul Matlab-Simulink a fost implementat în sistemul dSPACE pentru ambele
MSMP (Fig. 5.14). Prin intermediul programului Control-Desk al sistemului dSPACE a fost
realizată interfaţa cu utilizatorul pentru a realiza achiziţia semnalelor necesare sistemului de
control (tensiuni, curenţi, cuplu şi turaţie). În Fig. 5.15 a şi b sunt prezentate două capturi cu
semnalele achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz pentru ambele regimuri de funcţionare, utilizând
caracteristicile u/f respectiv u/f 3.
Modificând componenta reactivă a intensităţii curentului, până la factor de putere
unitar, intensităţile curenţilor prin înfăşurările MSMP scad cu aproximativ 650 mA. Acest
În capturile de mai jos
pot fi vizualizate semnale
achiziţionate atât în regim
nominal de funcţionare (la cosφ
= natural), cât şi în regim de
slăbire de flux (la cosφ =1).
Valorile intensităţilor cu-
renţilor Ia, Ib, Ic, respectiv ale
tensiunilor de faza Uan, Ubn, Ucn
sunt măsurate pentru MSMP
conectată în stea.
Pentru generatorul asin-
cron conectat în triunghi care
realizează cuplul rezistent s-au
achiziţionat tensiunile de fază
Uan, Ubn, Ucn respectiv curentul
de linie Ia_asin. Valorile de tura-
ţie, n [rpm] şi de cuplu, Tm sunt
comune pentru ambele MSMP.
Fig. 5.14. Standul experimental pentru MSMP de 4,5 kVA.
5. Rezultate experimentale
64
lucru conduce la creşterea randamentului MSMP cu 5,56 %, respectiv al grupului motor-
pompă centrifugală.
În Fig. 5.16 a,b,c sunt prezentate câteva caracteristici de randament în raport cu
frecvenţa tensiunii de alimentare a MSMP şi cu factorul de putere. Acum se poate observa
concret câştigul procentual obţinut.
Fig. 5.15 a. Semnale achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz la cosφ natural.
Fig. 5.15 b. Semnale achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz la cosφ unitar.
5. Rezultate experimentale
65
În Fig. 5.16 a, b ṣi c pot fi vizualizate caracteristicile de randament în raport cu
frecvenţa MSMP. Atunci când frecvenţa MSMP depăṣeṣte valoarea de 40 Hz caracteristica de
randament a MSMP scade, respectiv pentru cazul caracteristicii de randament exprimată la
cosφ = 0,95 atunci când frecvenţa depăṣeṣte valoarea de 45 Hz (Fig. 5.16 b).
A fost realizat ṣi un studiu comparativ al intensităţii curenţilor absorbiţi de MSMP
pentru diferite caracteristici de funcţionare la factor de putere diferit. În Fig. 5.17 a, b, c, d
sunt redate diferite caracteristici ale intensităţii curentului în raport cu frecvenţa tensiunii de
20 25 30 35 40 45 5065
70
75
80
85
90
95
Frecventa [Hz]
Ran
dam
ent [
%]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 0.9
20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 3068
70
72
74
76
78
80
82
84
u/f 1, cos(phi) = natu/f 3, cos(phi) = 0.9
5.16 a. Caracteristica de randament a MSMP în raport cu frecvenţa pentru cosφ = 0,9.
20 25 30 35 40 45 5065
70
75
80
85
90
95
Frecventa [Hz]
Ran
dam
ent [
%]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 0.95
20 25 30 3568
70
72
74
76
78
80
82
84
86
88
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 0.95
5.16 b. Caracteristica de randament a MSMP în raport cu frecvenţa pentru cosφ = 0,95.
20 25 30 35 40 45 5065
70
75
80
85
90
95
Frecventa [Hz]
Ran
dam
ent [
%]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 1
20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 4068
70
72
74
76
78
80
82
84
86
88
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 1
5.16 c. Caracteristica de randament a MSMP în raport cu frecvenţa pentru cosφ = 1.
5. Rezultate experimentale
66
alimentare a MSMP. Minimizarea pierderilor prin convertor se datorează reducerii curenţilor
prin înfǎşurǎrile statorului MSMP [5.9].
5.4. Validarea rezultatelor experimentale
Toate rezultatele experimentale au fost obţinute în urma unor măsurători, care ulterior
au fost interpretate sub formă grafică pentru a se evidenţia rezultatele. Calculul pierderilor de
putere la MSMP a fost realizată în ordine cronologică astfel:
s-a măsurat puterea meanică la funcţionarea fără sarcină şi s-au determinat pierderile;
s-au măsurat intensităţile curenţilor prin înfăşurările MSMP şi s-au determintat
pierderile electrice Joule-Lenz, având în vedere valoarea rezistenţei înfăşurării la
temperatura de 750C;
s-au măsurat puterile electrică şi mecanică şi s-au determintat pierderile totale;
s-a calculat tensiunea electromotoare din căderile de tensiune pe fiecare înfăşurare şi
s-a determinat puterea electromagnetică;
diferenţa dintre puterea electrică absorbită de MSMP şi puterea electromagnetică din
întrefierul acesteia reprezintă pierderile totale statorice, magnetice şi electrice;
20 25 30 35 40 45 501
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
5
Frecventa [Hz]
Inte
nsita
tea
cure
ntul
ui [A
]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 0.9
20 25 30 35 40 45 501
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
5
Frecventa [Hz]
Inte
nsita
tea
cure
ntul
ui [A
]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 0.95
Fig. 5.17 a. Caracteristica curent-frecventa, cosφ =0.9
Fig. 5.17 b. Caracteristica curent-frecventa, cosφ =0.95
20 25 30 35 40 45 501
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
5
Frecventa [Hz]
Inte
nsita
tea
cure
ntul
ui [A
]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 120 25 30 35 40 45 50
0.5
1
1.5
2
2.5
3
3.5
4
4.5
5
Frecventa [Hz]
Inte
nsita
tea
cure
ntul
ui [A
]
u/f 1, cos(phi) = nat
u/f 3, cos(phi) = 0.9
u/f 3, cos(phi) = 0.95
u/f 3, cos(phi) = 1
Fig. 5.17 c. Caracteristica curent-frecventa, cosφ = 1
Fig. 5.17 d. Caracteristicile curent-frecventa ale MSMP
5. Rezultate experimentale
67
au fost separate pierderile electrice de cele magnetice;
pierderile suplimentare s-au determinat ca diferenţa dintre suma pierderilor totale ṣi
suma pierderilor obţinute din valorile măsurate ṣi calculate.
În tabelul 5.2. sunt arătate pierderile cele mai importante pentru două cazuri distincte.
Primul reprezintă pierderile pentru regimul stabilit de caracteristica u/f, iar al doilea caz
regimul de slăbire de flux la factor de putere unitar.
Regim natural de funcţionare. Regim de slăbire de flux. f
[Hz] ∆pel [W]
∆pmag [W]
∆pmec [W]
∆pel [W]
∆pmag [W]
∆pmec [W]
cosφ = natural cosφ = 1
20 7,42917 30,07281 45,4588 2,31171 16,64631 45,4588 21 8,15356 20,85986 48,5565 2,78478 16,80264 48,5565 22 8,80128 21,01879 52,7002 3,36958 15,84777 52,7002 23 9,47375 26,9246 53,7228 3,93617 23,07342 53,7228 24 10,171 23,71325 57,6042 4,62617 19,2945 57,6042 25 11,0157 29,82247 60,5935 5,37188 20,99563 60,5935 26 11,8941 30,10602 63,2214 6,26576 26,20946 63,2214 27 12,8062 36,59844 63,7869 6,83509 32,25768 63,7869 28 13,8899 36,45955 64,3901 7,5306 33,07058 64,3901 29 14,8742 42,86255 68,3296 9,02269 34,13019 68,3296 30 16,1892 39,8349 72,5708 10,4089 31,49417 72,5708 31 17,4049 43,74449 71,2403 11,5135 38,92011 71,2403 32 18,8251 44,14433 74,9458 12,9393 41,25019 74,9458 33 20,301 54,08723 73,141 14,4482 46,76971 73,141 34 22,1806 46,53124 79,5231 16,1892 44,19321 79,5231 35 23,9615 64,44142 78,2885 17,5599 53,43031 78,2885 36 25,8111 67,68515 77,4151 20,1343 58,65308 77,4151 37 27,9252 72,87545 73,463 22,3556 68,57737 73,463 38 30,3263 84,48489 72,2849 25,063 74,65504 72,2849 39 32,8264 91,63913 74,6772 27,1468 79,6825 74,6772 40 35,2051 86,64168 80,1734 29,9192 77,86807 80,1734 41 38,1236 84,67857 82,7574 32,6142 79,85923 82,7574 42 40,2122 98,62464 76,5292 35,6466 90,24416 76,5292 43 44,3093 108,2284 81,7961 39,2771 88,1116 81,7961 44 47,8326 109,6687 84,8042 42,8406 92,19945 84,8042 45 52,0242 126,6245 82,7731 46,5588 102,4652 82,7731 46 56,3918 123,4755 87,8641 50,6954 99,8021 87,8641 47 61,807 139,8945 87,4117 54,7333 144,4833 87,4117 48 69,002 124,5379 92,3628 60,3579 131,7144 92,3628 49 78,2245 118,5923 95,6725 --- --- --- 50 89,072 130,2123 97,7821 --- --- ---
Tab. 5.2. Studiul comparativ al pierderilor obţinute pentru MSMP de 4,5 kVA.
5. Rezultate experimentale
68
În ceea ce priveşte pierderile prin convertor, pot fi luate în considerare atât pierderile
prin conducţie, care depind de intensitatea curentului prin înfăşurările MSMP, cât şi pierderile
prin comutaţie, care depind de frecvenţa de comutaţie a dispozitivelor semiconductoare.
5.5. Concluzii
Metoda de control folosită în teză are rolul de a adapta ṣi de a optimiza caracteristicile
de putere variabilă ale surselor de energie regenerabilă cu cele ale maşinilor hidraulice pentru
a realiza o creştere a randamentului global de conversie. Această metodă de control se
bazează pe slăbirea de câmp, obţinându-se turaţii mari ale MSMP la tensiuni de alimentare
scăzute. Validarea rezultatelor a fost realizată prin intermediul simulărilor prezentate în
capitolul V, verificate experimental pe stand în capitolul VI.
Urmărind caracteristicile de randament în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare a
MSMP (Fig. 5.16), se poate observa creşterea randamentului în raport cu scăderea puterii
reactive până la factor de putere unitar. Când componenta de câmp a intensităţii curentului (id)
este modificată puterea activă a MSMP este direct proporţională cu valoarea factorului de
putere iar puterea mecanică nu se modifică întrucât componenta activă a curentului rămâne
constantă (Tab. 5.2).
În Fig. 5.15 a ṣi b pot fi găsite valorile intensităţilor curenţilor absorbiţi de MSMP. Se
poate obseva că în regimul de slăbire de flux (Fig. 5.15 b), la factor de putere unitar,
intensităţile curenţilor absorbiţi de către MSMP sunt cu aproximativ 650 mA mai mici. De
aici, valoarea randamentului MSMP a crescut cu aproximativ 5,56 %, comparativ cu regimul
natural de funcţionare, prin minimizarea pierderilor electrice ṣi magnetice în MSMP.
6. CONCLUZII FINALE. CONTRIBUŢII ORIGINALE. DISEMINAREA
REZULTATELOR. DIRECTII VIITOARE DE CERCETARE.
6.1. Concluzii finale
Prin stocarea energiei electrice sunt vizate următoarele obiective:
Aplatizarea vârfurilor de consum ale energiei electrice şi a costului acesteia (acest
lucru se poate face utilizând echipamente moderne);
Creşterea stabilităţii în sistemele energetice;
Asigurarea necesarului de energie indiferent de problemele care apar;
Reducerea emisiilor poluante;
Reducerea pierderilor în sistemul energetic.
Dispozitivele de stocare a energiei trebuie să asigure o capabilitate de conversie şi o
capacitate de stocare de bună calitate în regim autonom, astfel: pe termen scurt să se asigure
controlul tensiunii şi al frecvenţei la consumator, utilizând ca elemente de stocare
supercondensatoarele. Pe termen lung, se fac transferuri de putere şi, implicit, de energie în
anumite intervale orare considerate de vârf, cu ajutorul operatorului energetic, utilizându-se
energia stocată sub formă hidraulică. Punctul de funcţionare stabilit între caracteristica I-U a
sarcinii şi caracteristicile dispozitivelor de producere a energiei electrice se modifică
permanent, deoarece sursa sau sarcina se modifică permanent.
Pomparea apei în circuit închis poate fi făcută de către maşina hidraulică reversibilă.
Atunci când consumul de energie este redus, maşina hidraulică funcţionează în regim de
pompă, convertind energia electrică disponibilă în energie potenţială. În timpul zilei, când
solicitările consumatorilor casnici ṣi/sau industriali sunt mari, energia potenţială stocată va fi
convertită în energie electrică prin turbinare.
Proiectarea maşinilor hidraulice reversibile este realizată în general pentru a funcţiona
în regim de pompă. În această teză, maṣina hidraulică reversibilă a fost proiectată să
funcţioneze în regim de pompă.
Conform tipurilor de turbine prezentate, ca maşină reversibilă, vor fi utilizate turbinele
cu gama de turaţie mai mare pentru a se evita montarea unui multiplicator de viteză. Un astfel
de echipament va conduce la un randament global mai mic şi un preţ total al instalaţiei mai
mare. Randamentul turbinei depinde de parametrii hidraulici din instalaţie, dar şi de
parametrii geometrici ai modelului ales.
În regim de pompare, sarcina (înălţimea de pompare) este invers proporţională cu
creşterea debitului. Randamentul unei pompe centrifugale este cuprins între 0,4 şi 0,9 unităţi
6. Concluzii şi contribuţii personale
70
relative. Atunci când pompa este utilizată în regim de turbină, debitul trebuie să fie menţinut
constant.
Conversia energetică a lanţului eolian-hidro depinde foarte mult de coeficientul de
performanţă maxim al turbinei eoliene. Pentru turbinele eoliene cu performanţă ridicată, acest
coeficient poate atinge un maxim de aproximativ 0,5 unităţi.
Comparativ cu randamentul ciclului de turbinare, randamentul ciclului de pompare
este mai mare, deoarece maşina hidraulică reversibilă a fost proiectată să funcţioneze în regim
de pompă. Înmulţind fiecare randament parțial obţinut de la echipamentele prezente în lanţul
de conversie al energiei regenerabile în energie potenţială, randamentul global nu poate depăşi
40 %.
În tabelul 1.2. este redată durata ciclului de pornire şi de oprire al maşinilor reversibile
în lipsa convertorului static. Convertoarele statice interconectate între maşina electrică şi reţea
pot reduce acest interval, deoarece atât pornirea cât şi oprirea MSMP este realizată după o
caracteristică rampă/pantă predefinită.
În ceea ce priveşte tipologiile de convertoare electronice utilizate, în cadrul schemei de
acţionare s-au ales convertoare cu randament ridicat (ηmax = 97 %). Printr-un control adecvat
al invertorului tensiunea din circuitul intermediar poate fi utilizată într-o gamă mai largă,
evitându-se regimul de supramodulaţie (Fig. 4.16).
În tabelul 4.1 respectiv 4.2 sunt prezentate rezultatele simulărilor obţinute în două
moduri de funcţionare diferite pentru controlul invertorului de tensiune. Pentru acest timp de
simulator s-au utilizat: metoda modulării impulsurilor în durată PWM bazată pe undă
putătoare de tensiune, respectiv metoda PWM bazată pe teoria fazorilor spaţiali. Pentru a
obţine diferite valori în cadrul programului de simulare, s-au utilizat parametrii de catalog
pentru mai multe MSMP de puteri diferite. În cazul injectării componentei de armonica a
treia, valoarea efectivă a tensiunii va creşte cu 10-17 % şi randamentul cu aproximativ 3,27
%. La frecvenţe joase, randamentul obţinut pentru MSMP de 75 kW este mai performant.
În acest caz, a fost justificat modul de control al invertorului prin comparaţia a două
tehnici de control. Tehnica "space vector modulation" (SVM) s-a dovedit mai utilă deoarece
tensiunea din circuitul intermediar poate fi utilizată complet.
Pentru obţinerea unui randament maxim al pompei este important ca pompa să
funcţioneze la turaţia nominală. Când acest lucru nu este posibil sunt căutate alte metode de
îmbunătățire a randamentului grupului motor-pompă.
În continuare, în sistemul de control al invertorului de tensiune s-a utilizat tehnica
PWM bazată pe teoria fazorilor spaţiali. În programul de simulare, două metode de
6. Concluzii şi contribuţii personale
71
funcţionare în regim de slăbire de flux au fost prezentate în scopul îmbunătăţirii
randamentului grupului motor-pompă. Prin ambele metode s-a arătat că la frecvenţe joase
turaţia MSMP a crescut. Creṣterea turaţiei MSMP a condus la îmbunătăţirea randamentului
total al grupului motor-pompă (Tab. 4.3).
Când MSMP funcţiozează în regim de slăbire de flux, conform rezultatelor prezentate
în capitolul IV, pierderile energetice din MSMP sunt mai mici decât atunci când MSMP
funcţioneză în regim nominal.
În acestă cercetare s-au utilizat două caracteristici de turaţie, una liniră ṣi alta neliniară,
pentru a diferenţia regimurile de funcţionare. Prin caracteristica de turaţie neliniară se poate
obţine un regim tranzitoriu de pornire mai lent.
Particularitatea controlului cu orientare după câmp, în cazul MSMP, este că curentul
statoric de referinţă din axa d (id*) este proporţional cu fluxul de reacţie statoric din axa d. Pe
de altă parte, la MSMP fluxul din întrefier este egal cu suma dintre fluxul rotoric util şi fluxul
statoric de reacţie generat de intensitatea curentului statoric. În această aplicaţie fluxul rotoric
este considerat un cadru de referinţă pentru stator şi fluxul din întrefier.
Pentru situaţia când cuplul este constant, în controlul cu orientare după câmp, fluxul
din întrefier din axa d este egal cu fluxul util generat de magneţii permanenţi, iar fluxul
statoric de reacţie din axa d este egal cu zero. Când MSMP funcţionează la putere constantă,
componenta reactivă a curentului statoric este utilizată pentru slăbirea câmpului magnetic din
întrefier în scopul creşterii turaţiei.
În tabelul 5.1 sunt prezentate rezultatele experimentale ca valori diferite ale
intensităţiilor curenţilor statorici în raport cu factorul de putere pentru a evidenţia regimul de
slăbire de flux la diferite frecvenţe ale tensiunii de alimentare a MSMP. În regimul de slăbire
de flux, intensitatea curentului va fi scăzută conducând implicit la pierderi electro-magnetice
mai mici. În Fig. 5.13 s-au arătat curbele de randament în raport cu nivelul de slăbire de flux
impus. Pentru momentul când factorul de putere este unitar randamentul obţinut pentru
MSMP este maxim. Acest lucru s-a arătat experimental în Fig. 5.15a, respectiv 5.15b pentru
aceeaṣi frecvenţă a tensiunii de alimentare. În regim de slăbire de flux intensitatea curentului
statoric pentru o fază a scăzut cu aproximativ 650 mA iar randamentul a crescut cu 5,56 %.
Urmărind caracteristicile de randament în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare a
MSMP (Fig. 5.13) se poate observa creşterea randamentului în raport cu scăderea puterii
reactive până la factor de putere unitar. Odată cu modificarea componentei de câmp a
intensităţii curentului, puterea mecanică nu se modifică întrucât componenta activă a
curentului rămâne constantă (Tab. 5.2).
6. Concluzii şi contribuţii personale
72
Prin metodele de control utilizate randamentul MSMP a fost îmbunătăţit cu 5,56
procente, care la puteri de ordinul MW aduc contribuţii importante la conversia şi stocarea
energiei regenerabile.
6.2. Contribuţii originale
Prin lucrarea prezentată autorul aduce următoarele contribuţii originale:
În urma unui studiu amănunţit al literaturii de specialitate s-a realizat o analiză
a metodelor de stocare a energiei regenerabile sub formă hidraulică prin
pomparea apei şi s-a stabilit o schemă care să funcţioneze în regim autonom;
Cercetând mai multe lucrări ştiinţifice de specialitate dedicate stocării energiei
regenerabile, s-a optat pentru analiza unor metode şi sisteme de control ce
includ MSMP;
Pe baza ecuaţiilor matematice s-a conceput un model de simulator în
programul Matlab-Simulink. Modelul a fost testat cu parametrii din revistele
de catalog ale producătorilor de MSMP;
În următoarea etapă, s-au determinat parametrii electrici ai unor MSMP reale şi
s-au proiectat regulatoarele existente din schema de control în buclă închisă;
S-a conceput o metodă stabilă pentru controlul sistemului de acţionare;
S-a realizat un stand experimental la nivel de laborator. S-a adaptat şi s-a
implementat modelul de simulator în sistemul dSPACE pentru realizarea
experimentelor;
În aceste condiţii, s-au realizat experimente atât în buclă deschisă, cât şi în
buclă închisă, în scopul validărilor metodei propuse, pe două standuri cu două
MSMP diferite.
6.3. Diseminarea rezultatelor
A. Articole publicate în proceedings de conferinţe indexate ISI:
I. Ducar, C. Marinescu “Comparative study of induction machine parameters behavior at
variable load and speed”, Proceedings of the 4th IEEE International Symposium on
Electrical and Electronics Engineering ISEEE, Galaţi, România, Octomber 2013;
I. Ducar, C. Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping
applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on
Power Engineering, Iaṣi, România, September 2014;
6. Concluzii şi contribuţii personale
73
I. Ducar, C. Marinescu, “Increasing frequency capability of PMSM vector controlled
drive for pumped storage”, Proceedings of the International Conference on Applied and
Theoretical Electricity, Craiova, România, 2014;
I. Ducar, C. Marinescu, “Increasing the Efficiency of Motor-Pump Systems Using a
Vector Controlled Drive for PMSM Application”, Proceedings of the International
Symposium on Fundamentals of Electrical Engineering, Bucharest, Romania, 2014;
I. Ducar, C. Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in
PMSM Applications”, Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in
Electrical Engineering, Bucharest, România, pp. 205-210, 2015.
B. Articole publicate în volume de conferinţe internaţionale si naţionale:
I. Ducar, C. P. Ion, “Design of a PMSG for Micro Hydro Power Plants”, Procedings of
the International Conference on Optimization of Electrical Equipment, Braṣov, România,
pp. 712-717, Mai 2012;
I. Ducar, C. Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System for
Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on
Automation, Quality and Testing, Robotics, Cluj, România, 2016;
C. Marinescu, A. Forcoş-Busca, I. Ducar, D. Ilea, “Improving the Efficiency of
Micro-Grids dedicated Pumped Storage Systems”, Proceedings of the International
Conference of the IEEE Industrial Electronics Society (IECON), Florence, Italy, 2016.
6.4. Direcţii viitoare de cercetare
În urma rezultatelor obţinute ale prezentei lucrări ştiinţifice pot exista câteva direcţii
noi de studiu, precum:
Realizarea şi adaptarea metodelor noi de control în scopul obţinerii unor
rezultate mai bune, atât la nivel de convertor, cât şi la nivel de acţionare;
Adaptarea modelului experimental la un sistem de acţionare real pentru grupul
motor-pompă centrifugală (un sistem care să conţină fizic instalaţia hidraulică
cu pompă centrifugală şi bazine pentru stocarea energiei sub formă potenţială);
Adaptarea modelului experimental în regim autonom complex, precum ṣi
funcţionarea acestuia pentru a se menţine stabilitatea sistemului la care este
conectat;
Încercarea unor noi modele de maşini electrice, respectiv hidraulice pentru
realizarea unui studiu complex în acest sens.
Bibliografie selectivă [1]. I. Ducar, "Automatizarea unei instalaţii de încălzire cu panouri solare vidate", lucrarea
de licenţă, Universitatea Transilvania din Braşov, 2009;
[2]. I. R. Căluianu, “Creşterea productivităţii energetice a panourilor fotovoltaice”, teza de
doctorat, Universitatea Tehnica de construcţii Bucureşti, 2011;
[3]. Cǎtǎlin Petrea Ion, Microhidrocentrale autonome cu generator asincron, editura
universităţii Transilvania din Braşov, 2008;
[4]. Corneliu Marinescu, ş.a. Surse regenerabile de energie. Abordări actuale, editura
universităţii Transilvania din Braşov, 2009;
[5]. I. Goşea, Automobilul electric alimentat cu pile de combustie, de la vis la realitate,
Buletinul AGIR nr. 4/2006, octombrie-decembrie;
[6]. Denis Dorffel, Peace-of-Mind, Series Hybrid electric Vehicle Drivetrain, 2003;
[7]. A. I. Stan, et all, “Lithium Ion Battery Chemistries from Renewable Energy Storage to
Automotive and Back-up Power Applications - An Overview”, in 2014 14th
International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment,
2014, pp. 713 – 720;
[8]. O. Căpăţână, M. Drăgan, R. Cazan, Hydro-Eolian Energetical Ensamble, Procc. of
IFAC 2007, Cluj-Napoca, Romania;
[9]. A. Forcoş, „Optimizarea sistemelor de stocare a energiei eoliene utilizând energia
hidroelectrică”, teza de doctorat prezentată la Universitatea Transilvania, Braşov,
Octombrie, 2011;
[10]. P. Breeze, Power generation technologies”, Newnes Elsevier, 2005;
[11]. G. Chimion şi alţii, „Pompe centrifugale”, Editura „Tehnică”, 1964;
[12]. M. Popa, „Acţionarea Electrică a Pompelor, Compresoarelor şi Ventilatoarelor.
Manualul inginerului electrician”, vol. VIII, Editura „Tehnică”, 1959;
[13]. S. Budea, „Ghid de proiectare al pompelor centrifuge – proceduri şi programe de
calcul”, Editura Printech, Bucureşti, 2006;
[14]. I. Preda, „Centrale hidroelectrice şi staţii de pompare, Vol. I şi II, Litografia Institutului
politehnic Timişoara, 1990;
[15]. S. Georgescu, „Staţii de pompare. Încadrarea turbopompelor în sisteme hidraulice”,
Editura Printech, Bucureşti, 2005;
[16]. T. Ackermann, „Wind Power in Power Systems, Royal Institute of Tehnology”, Stockholm,
Sweden, 2005;
Bibliografie selectivă
[17]. R. Krishnan, „Permanent Magnet Synchronous and Brushless DC Motor Drives”, CRC Press
Talor & Francis Group, 2010; [18]. J. Puramen, „Induction Motor versus Permanent Magnet Synchronous Motor in motion control
application: a comparative study”, Acta Universitatis, Finlanda, 2006;
[19]. D.M. Whaley „Low cost small scale wind power generation”, Phd. Thesis, The
University of Adelaide, Australia, 2009;
[20]. H. Vihriala, „Control of variable speed wind turbines,” Phd. Thesis, Tampere University
of Technology, 2002;
[21]. Final Report, „Technical Analysis of Pumped Storage and Integration with Wind Power
in the Pacific Northwest”, U.S. Army Corps of Engineers Northwest Division
Hydroelectric Design Center, august 2009;
[22]. I. Boldea, Variable Speed Generators, CRC Press, 2006;
[23]. Dan Stoia, Motoare de curent continuu excitate cu magneţi permanenţi, Editura tehnică,
1983.
[24]. I. Ducar, C. Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping
applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on
Power Engineering, Iaşi, 2014;
[25]. I. Ducar, C. Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in
PMSM Applications”, Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in
Electrical Engineering, Bucureşti, 2015;
[26]. M. Peter, M. Pavol and V. Jan, “PI-Controllers Determination for Vector Control
Motion,” Porcedings of the Annual Conference Tehnical Computing, Bratislava,
Slovakia, vol. 18, pp. 70-77, October, 2010;
[27]. S. Călin, I. Dumitrache, Regulatoare Automate, Ed. Didactică şi Pedagogică, 1985;
[28]. D. Neacşu, "Space Vector Modulation - An Introduction == Tutorial at IECON 2001
==", The 27th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, 2001;
[29]. D. Grahame, T. Lipo, "Pulse Width Modulation for Power Converters - Principle and
Practice", Interscience, IEEE Press Power Engineering Series, 2003;
[30]. D. Ionescu, P. Matei, "Mecanica fluidelor şi maşini hidraulice", Editura didactică şi
pedagogică Bucureşti, 1983;
[31]. P. Hue Tran, “Matlab-Simulink Implementation and Analysis of Three Pulse-Width-
Modulation (PWM) Techniques”, Master Thesis, Boise State University, 2012;
[32]. I. Serban, “Microreţele Hibride cu Surse Regenerabile de Energie”, Ed. Transilvania
University of Brasov, 2008;
Bibliografie selectivă
[33]. VEM, “Pemanent Magnet Synchronus Energy Motors for Inverter Operation with
Surface cooling”, type of cooling IC 411 thermal class 155 [F/B], type of Protection IP
55, Catalog 2012.
[34]. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System
for Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on
Automation, Quality and Testing, Robotics (AQTR); Cluj, Romania, 2016;
[35]. P. Javanbakht, S. Mohagheghi, M. G. Simoes, “Transient performance analysis of a
small-scale PV-PHS power plant fed by a SVPWM drive applied for a distribution
system”, Energy conversion congress and exposition (ECCE), pp. 4532-9, 2013;
[36]. W. H. Reuter, S. Fuss, J. Szalgayova, M. Obersteiner, “Investment in wind power and
pumped storage in a real options model, ”Renewable Sustainable Energy Rev, vol. 16,
issue 4, pp. 2242-8, 2012;
[37]. Padron S., Medina J.F., Rodriguez A. “Analysis of a pumped storage system to increase
the penetration level of renewable energy in isolated power systems, Gran Canaria: A
case study”, Energy 2011;36:6753-62;
[38]. Ma, H. Yang, L. Lu, J. Peng, “Pumped storage-based standalone photovoltaic power
generation system: modeling and techno-economic optimization”, Applied Energy, vol.
137, pp. 649-59, 2015;
[39]. Z. Glasnovic, J. Margenta, “The features of sustainable solar hydroelectric plant, ”
Renewable Energy”, vol. 34, pp. 1742-51, 2009;
[40]. L. Clotea, A. Forcos, C. Marinescu, M. Gergescu, “Power losses comparison of two
level and three level neutral clamped inverters for a wind pump storage System”, in
Proc. of International Conference of Optimization of Electrical and Electronical
Equipment, pp.1174-1179, May 2010.
Stocarea energiei regenerabile prin pomparea apei utilizând maşini
sincrone cu magneţi permanenţi
Renewable energy storage by pumping water using permanent magnet
synchronous machines
Conducător ştiinţific, Doctorand,
Corneliu MARINESCU Ioan DUCAR
Rezumat
Caracterul variabil al energiei regenerabile conduce la apariţia unor fluctuaţii de putere care
prin conversie energetică pot cauza instabilitatea reţelelor electrice. Energia regenerabilă stocată prin
pomparea apei este considerată o modalitate sigură de integrare a energiei regenerabile. Această
metodă permite acoperirea deficitului de energie în perioadele de consum ridicat prin conversia
energiei potenţiale a apei în energie electrică. În lucrarea de faţă sunt analizate şi prezentate câteva
metode de stocare a energiei regenerabile. Randamentul global obţinut depinde de tipul
echipamentelor prezente în schema de conversie şi de metoda de control utilizată. În lucrarea prezentă
s-a constatat că randamentul global obţinut nu poate depăşi 40 %. Fără nici un fel de metodă de
îmbunătăţire randamentul global obţinut a fost 27 %.
În acestă teză de doctorat este propusă o metodă de control pentru maşina sincronă cu magneţi
permanenţi (MSMP) care antrenează pompa centrifugală. Acestă metodă de control folosită conduce
la reducerea pierderilor electrice şi magnetice din MSMP, oferinâd un randament global mai bun.
Abstract
The variability of the renewable energy leads to power fluctuations that through energy
conversion may cause instability of electric grids. The renewable energy stored by pumping water is
considered a safe integration method for the renewable energy. This method allows covering the
energy deficit during periods of high consumption by converting the water potential energy into
electricity. In this paper several methods of storing renewable energy are analyzed and presented. The
obtained global efficiency depends on the type of the equipment presented in the conversion scheme
and on the control method used. In the presented paper, it was found that the global efficiency
obtained may not exceed 40%. Without any means of improving the global efficiency obtained was 27
%.
This thesis proposes a control method for permanent magnet synchronous machine (PMSM),
which drives the centrifugal pump. This used control method reduces electric and magnetic losses in
the PMSM, providing a better global efficiency.
Curriculum Vitae
Pagina 1 / 2
INFORMAŢII PERSONALE Ioan DUCAR
Câmpului, 1, Rasnov, 505401, România
0368 008 790, 0268 230 280 004 0 771 575 578
[email protected], [email protected]
-
Yahoo. mugur_ducar
Sexul M | Data naşterii 07/02/1983 | Naţionalitatea Româna
EXPERIENŢA PROFESIONALĂ
EDUCAŢIE ŞI FORMARE
COMPETENΤE PERSONALE
2007-2015 Electrician, trenuri ṣi locomotive electrice Ion CALIN, Braṣov (Str. Fundătura Hărmanului nr.2, 500240 Brasov Romania http://www.scrl.ro)
▪ montare, depanare ṣi revizii echipamente pentru locomotive ṣi trenuri electrice
SAI, BRAṢOV Secţia industrială RR (reparaţii cu ridicata)
2005-2009
2009-2011
2011-2016
Inginer, inginerie energetică i
Universitatea Transilvania, Braṣov, România
▪ Teoria circuitelor electrice, Programarea calculatoarelor ṣi limbaje de programare, Metode numerice, Electronică analogică, Electronică digitală, Convertoare electromagnetice, Teoria sistemelor de reglaj automat, Convertoare de frecvenţă, Convertoare statice, Producerea, transportul ṣi distribuţia energiei electrice, Automate programabile, Protecţia prin relee a instalaţiilor electrice, Sisteme de stocare a energiei electrice, Acţionări electrice, Instalaţii electrice la consumator, Alimentarea cu energie electrică a întreprinderilor, Staţii ṣi centrale electrice.
Inginer diplomat, sisteme electrice avansate Universitatea Transilvania, Braṣov, România
▪ Controlul convertoarelor electrice de putere, Metode dinamice pentru sisteme de conversie a energiei, Metode numerice in sisteme electrice avansate, Monitorizarea calitatii energiei electrice, Sisteme de măsurare, achiziţie si prelucrare a datelor, Analiza stabilitatii si managementul energiei, CAD, Elemente de stocare, Masini electrice speciale, Microretele electrice inteligente, Centrale Eoliene, Centrale solare ṣi instalaţii hibride, Interfeţe electronice, Microhidrocentrale.
Studii de doctorat, Inginerie electrică, Sisteme electrice avansate ▪ Stocarea energiei regenerabile prin pomparea apei utilizând maşini sincrone cu magneţi permanenţi
Limba(i) maternă(e) Română
Alte limbi străine cunoscute ΙNΤELEGERE VORBIRE SCRIERE
Ascultare Citire Participare la conversaţie Discurs oral
Engleză B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2
Competenţe de comunicare ▪ bune competenţe de comunicare dobândite prin experienţa proprie de inginer electrotehnist
Curriculum Vitae Ioan DUCAR
Pagina 2 / 2
INFORMAΤII SUPLIMENTARE
Competenţe organizaţionale/manageriale
▪ activităţi didactice de laborator, curs ṣi seminar cu studenţii
Competenţe dobândite la locul de muncă
▪ o bună cunoaştere a proceselor electrice ṣi electromagnetice
Competenţă digitală AUTOEVALUARE
Procesarea informaţiei Comunicare Creare de
conţinut Securitate Rezolvarea de probleme
Independent Independent Independent Independent Independent
▪ competenţe bune de programe de birou (office, cad, matlab, matcad, neplan) ▪ bune cunoştinţe de windows, linux
Alte competenţe ▪ calculatoare, electronică de putere
Permis de conducere B
Publicaţii
1. I. Ducar, C. Marinescu, “Comparative study of induction machine parameters behavior at variable
load and speed”, Proceedings of the 4th IEEE International Symposium on Electrical and Electronics
Engineering ISEEE, Galaţi, România, Octomber 2013;
2. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping
applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on Power
Engineering, Iasi, România, September 2014.
3. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing frequency capability of PMSM vector controlled drive
for pumped storage”, Proceedings of the International Conference on Applied and Theoretical
Electricity, Craiova, România, 2014;
4. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in
PMSM Applications” Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in Electrical
Engineering, Bucharest, România, pp. 205-210, 2015;
5. I. Ducar, C. P. Ion, “Design of a PMSG for Micro-Hydro Power Plants”, Procedings of the
International Conference on Optimization of Electrical Equipment, Brasov, România, pp. 712-717,
Mai 2012;
6. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing the Efficiency of Motor-Pump Systems Using a Vector
Controlled Drive for PMSM Application”, Proceedings of the International Symposium on
Fundamentals of Electrical Engineering, Bucharest, România, 2014;
7. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System for
Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on Automation,
Quality and Testing, Robotics; Cluj, România, 2016;
8. C. Marinescu, A. Forcoş-Busca, I. Ducar, “Improving the Efficiency of Micro-Grids dedicated
Pumped Storage Systems”, Proceedings of the International Conference of the IEEE Industrial
Electronics Society (IECON), Florence, Italy, 2016.
Curriculum Vitae
Page 1 / 2
PERSONAL INFORMATION Ioan DUCAR
Câmpului, 1, Rasnov, 505401, Romania
0368 008 790, 0268 230 280 004 0 771 575 578
[email protected], [email protected]
-
Yahoo. mugur_ducar
Sex M | Date of birth 07/02/1983 | Nationality Romanian
WORK EXPERIENCE
EDUCATION AND TRAINING
PERSONAL SKILLS
2007-2015 electric trains, repairs and upgrades CFR, SCRL- BV Ion CALIN, Braṣov (Str. Fundatura Harmanului nr.2, 500240 Brasov Romania http://www.scrl.ro)
▪ installation, repair and overhaul equipment for locomotives and electric trains
SAI, BRASOV RR industrial sector (repair Wholesale)
2005-2009
2009-2011
2011-2016
Bachelor of science Universitatea Transilvania, Braṣov, Romania
▪ Testing to electromagnetic disturbances of technical systems; Dynamic modeling of the electrical systems; CAD for electrical systems; Electrical power converters control; Electrical energy storage systems; Electric energy quality monitoring; Measuring, data acquisition and processing systems; Numerical methods for electrical systems analysis.
Master of science ▪ Electronic interfaces for power systems; Solar power plants and hybrid energy systems; Wind power plants;
Micro hydroelectric power plants; CAD/CAE in power electronics; Smart electrical microgrids and distributed generation systems; Power system stability.
Studies Ph.D., Electrical Engineering, Advanced Electrical Systems ▪ Renewable energy storing by pumping water using permanent magnet synchronous machines
Mother tongue(s) Romanian
Other language(s) UNDERSTANDING SPEAKING WRITING
Listening Reading Spoken interaction Spoken production
English B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2 B1/B2
Communication skills ▪ Good communication skills gained through my experience of electro-technical engineer
Organisational / managerial skills ▪ teaching laboratory, lecture and seminar with students
Job-related skills ▪ a good knowledge of the electrical and electromagnetic
Curriculum Vitae Ioan DUCAR
Page 2 / 2
ADDITIONAL INFORMATION
Digital competence SELF-ASSESSMENT
Information processing Communication Content
creation Safety Problem solving
Independent Independent Independent Independent Independent
▪ Good office software skills (office, CAD, Matlab, Mathcad, Neplan) ▪ Good knowledge of Windows, Linux.
Other skills ▪ computers, power electronics
Driving licence B
Publications
1. I. Ducar, C. Marinescu “Comparative study of induction machine parameters behavior at variable
load and speed”, Proceedings of the 4th IEEE International Symposium on Electrical and Electronics
Engineering ISEEE, Galati, Romania, Octomber 2013;
2. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “The PMSM efficiency at variable speed for pumping
applications”, Proceedings of International Conference and Exposition on Electrical on Power
Engineering, Iasi, Romania, September 2014.
3. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing frequency capability of PMSM vector controlled drive
for pumped storage”, Proceedings of the International Conference on Applied and Theoretical
Electricity, Craiova, Romania, 2014;
4. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Comparative Study for Reversible Pump at Variable Speed in
PMSM Applications” Proceedings of International Symposium on Advanced Topics in Electrical
Engineering, Bucharest, Romania, pp. 205-210, 2015;
5. I. Ducar, C. P. Ion, “Design of a PMSG for Micro Hydro Power Plants,” Procedings of the
International Conference on Optimization of Electrical Equipment, Brasov, Romania, pp. 712-717,
May 2012;
6. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Increasing the Efficiency of Motor-Pump Systems Using a Vector
Controlled Drive for PMSM Application”, Proceedings of the International Symposium on
Fundamentals of Electrical Engineering, Bucharest, Romania, 2014;
7. Ioan Ducar, Corneliu Marinescu, “Efficiency Analysis of a Hidro-Pump Storage System for
Frequency Support in Microgrids”, Proceedings of the International Conference on Automation,
Quality and Testing, Robotics; Cluj, Romania, 2016;
8. C. Marinescu, A. Forcoş-Busca, I. Ducar, “Improving the Efficiency of Micro-Grids dedicated
Pumped Storage Systems”, Proceedings of the International Conference of the IEEE Industrial
Electronics Society (IECON), Florence, Italy, 2016.
Top Related