RAPORT ŞTIINŢIFIC ŞI TEHNIC PROIECT PCCA NR. 36 / ETAPA

RAPORT ŞTIINŢIFIC ŞI TEHNIC PROIECT PCCA NR. 36 / 2012 - ETAPA 4 2015 «Sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică putere integrate într-o microreţea MICROREN» Coordonator : Universitatea Politehnica Timişoara REZUMAT Raportul de faţă prezinta realizarile si rezultatele specifice etapei a patra, intitulata Validarea strategiilor de conducere pentru componentele microgridului, înglobând doua activitati tehnice prevazute (fiecare tratata intr-un capitol distinct). Primul capitol descrie structura, testarea si validarea standurilor experimentale individuale (componente ale microgridului -MG) pentru sistemul de conversie a energiei eoliene/hidro/solare. Este prezentata topologia microgridului implementat prin mai multe standuri de laborator, precum si modurile de operare: conectat sau deconectat de la reţea (on-grid sau off-grid). Indiferent de modul de operare, prin deschiderea şi închiderea unor comutatoare, MG poate avea conectate una, două sau toate sursele de energie. Sunt prezentate si analizate distinct standuri experimentale de laborator specifice celor trei componente/surse de energie (fotovoltaic, eolian, hidro). Sistemul fotovoltaic PV (testat si validat pentru diferite regimuri de funcţionare), are in configuratia sa 12 panouri fotovoltaice, un invertor, un controler de încărcare baterii, un emulator PV, baterii de acumulatori. Pentru testarea standului fotovoltaic, indiferent de regimul de operare, sursele sistemului sunt reprezentate de cele 12 panouri fotovoltaice sau de o sursă de alimentare programabilă CHROMA DC care poate emula o reţea de panouri cu caracteristici curent/tensiune programabile. Pentru testarea si validarea sistemului eolian, au fost dezvoltate 3 standuri experimentale Primul stand eolian utilizeaza, ca emulator al turbinei de vant, o acţionare electrică de curent alternativ de tip acţionată de un controler (interfaţă dspace, sau Compact RIO de la NI), în care este implementat modelul turbinei. In aceste condiţii acţionarea antrenează generatorul electric sincron cu magneţi permanenţi în condiţii similare cu cele ale unei turbine de vânt reale. Sistemul poate functiona on-grid, fără stocarea energiei, respectiv cu stocarea energiei. Al doilea stand este un stand de probă pentru testarea unui sistem mecanic automat de protecţie la supraturare a unui rotor eolian. Un al treilea stand realizat permite testarea și validarea microsistemului de conversie a energiei eoliene bazat pe micro-aerogeneratorul electric cu magneți permanenți și flux axial, cu acționare directă. Standul hidroenergetic este compus din trei module, cu trei tipuri de generatoare electrice (inducţie cu înfăşurare dublă în stator, sincron cu excitaţie DC şi sincron reactiv multifazat), acţionate prin unităţi AC DTC. De asemenea, sistemul incorporeaza trei convertoare de putere AC-DC, conectate la magistrala de 400V DC, respectiv un convertor bidirecţional DC-DC conectând magistrala de 400V DC cu magistrala de 50V DC, creând astfel posibilitatea transferului energetic bidirecţional. O sectiune distincta a acestui raport prezinta câteva configuraţii de bază, respectiv moduri de functionare, în care MG a fost testat. De asemenea, au fost incluse rezultate obtinute experimental pe standul pentru controlul în curent pentru un convertor bidirecţional de curent continuu, hibrid, cu raport mare de conversie in contextul unei aplicatii de tip microgrid. Standul experimental de încercare şi control pentru maşina DSWA a fost validat, furnizand rezultate privind determinări de cuplu (experimentale şi element finit), pulsaţii de cuplu la valoarea nominală şi de vârf a densităţii de curent, toate vizând o identificare a parametrilor electrici şi mecanici ai masinii electrice DSWA. Al doilea capitol prezinta cateva studii comparative ale strategiilor de control de tip MPPT pentru sisteme de conversie a energiei fotovoltaice. Astfel, s-a realizat o emulare a panourilor fotovoltaice (pentru două tipuri de panouri PV, MSX60 de la Solarex) şi compararea strategiilor de control de tip MPPT (Maximum Peak Power Tracking) pentru microsistemul de conversie a energiei fotovoltaice. De subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei curente au fost realizate. De asemenea, au fost elaborate un numar de 15 lucrari stiintifice. 1

DESCRIERE ŞTIINŢIFICĂ ŞI TEHNICĂ 1. Testarea si validarea standurilor experimentale individuale pentru sistemul de conversie a energiei eoliene/hidro/solare 1.1 Descrierea componentelor din reţeaua microgrid Topologia laboratorului MG este prezentată schematic în Fig. 1. MG poate fi utilizat în două moduri: conectat sau deconectat de reţea. Indiferent de modul de operare, prin deschiderea şi închiderea unor comutatoare, reţeaua microgrid poate dispune de una, două sau toate sursele regenerabile de energie, oferind astfel diferite nivele de putere. Energia este distribuită în două magistrale de curent continuu: una cu o tensiune nominala de 50V DC, iar a doua de 400V DC. Conexiunea de curent alternativ este folosită atunci când sistemul funcţionează in modul conectat la reţea şi pentru alimentarea sarcinilor alimentate cu tensiune alternativă (AC). A. Sistemul de conversie fotovoltaic Sistemul fotovoltaic (PV), prezentat in Fig. 2, este compus din cateva module ce pot fi interconectate în moduri diferite cu scopul de de a simula diferite regimuri de funcţionare (conectat/deconectat de la retea). In Tabelul I sunt prezentate componentele de bază ale PV. Main Grid AC Bus DC Bus 400V DC Bus 50V Photovoltaic Wind Hydro Storage Fig. 1 Topologia MG implementata in laborator Indiferent de modul de operare, sursele sistemului sunt reprezentate de 12 panouri fotovoltaice, sau de o sursă de alimentare programabilă CHROMA DC, care poate simula (emula) o reţea de panouri cu caracteristici curent/tensiune programabile [15]. În modul de operare off-grid, comutatorul S2 este deschis şi astfel legătura dintre sursele de energie şi sistemul de stocare se face printr-un controller de încărcare solar (Schneider Electric, Xantrex XW MPPT 80 600) [16]. Acest controler poate încărca sistemul de baterii de la panourile fotovoltaice, sursa de alimentare DC, sau de la magistrala de 400V DC, în funcţie de poziţia comutatorului S4. De asemenea, atunci când comutatorul S1 este închis şi S4 este în prima poziţie, controllerul de încărcare urmăreşte punctul de putere maximă (MPPT). În timpul regimului de funcţionare on-grid, panourile fotovoltaice sunt conectate prin S3 la un invertor (SMA, Sunny Boy 3000TL) care este capabil să injecteze energie la reţeaua principală, fără a implica elementele de stocare [17]. 2

PV Panels Main Grid S1 S2 Control system PV Inverter S3 S4 S5 S6 PV Charge Controller DC Bus 50V Programmable DC power supply 400V DC Bus Battery Bank Fig.2 Configuraţia sistemului fotovoltaic TABEL I. COMPONENTELE DE BAZĂ ALE SISTEMULUI PV Denumirea Panouri fotovoltaice Invertor Controller de încărcare baterii Emulator PV Baterii de acumulatori Caracteristici tehnice principale Renesola JC250M Maximum power voltage=30.1(v), Maximum power current=8.31(a) SMA SunnyBoy 3000TL Input DC Voltage=175 500(V), input current=15(a), output AC voltage=230(v), output current =16(A), output power=3000(w) Schneider Xantrex XW MPPT 80/600 Input DC voltage=600(v), Output DC voltage=48(v), Output current =80(A), Power = 4.8(kW) Chroma 62100H 600S Output DC voltage=0-600(v), Output current =0-17(A), Power=10(kW) 8x 6 V/480Ah B. Sistemul eolian Pentru testarea si validarea sistemului eolian, au fost dezvoltate 3 standuri experimentale. I) Un prim stand al sistemului eolian utilizeaza un emulator al turbinei de vant, reprezentat de o acţionare electrică de curent alternativ de tip DTC (ABB ACS 800 şi un motor de inducţie) acţionată de un controler (interfaţă dspace, sau Compact RIO de la NI), în care este implementat modelul turbinei. In aceste condiţii acţionarea antrenează generatorul electric sincron cu magneţi permanenţi în condiţii similare cu cele ale unei turbine reale (Fig 3.a). [18] - [21]. Sistemul poate functiona on-grid, fără stocare, atunci când comutatorul S2 este în poziţia de conectare a simulatorului eolian la interfaţa eoliană (un redresor trifazat cu protecţie la supratensiune). Dacă sunt conectate elementele de stocare, generatorul furnizează energia obţinută într-un supercondensator (Maxwell) printr-un convertor hibrid 3

DC-DC [22]. Energia stocată în supercondensator poate încărca, de asemenea, acelaşi sistem de stocare (descris în Fig. 2), cu ajutorul unui controller de încărcare. Invertorul hibrid (Xantrex) poate funcţiona on-grid sau off-grid, regim selectat prin comutatorul S3, şi este responsabil cu alimentarea consumatorilor de AC [23]. În modul on-grid, invertorul poate indeplini mai multe funcţii cum ar fi: încărcarea bateriilor, furnizarea de energie consumatorilor AC sau injectarea de energie în reţeaua principală de distribuţie. În modul off-grid, invertorul produce energia necesară consumatorilor AC din sistemul de stocare. Principalele caracteristici ale componentelor din sistemul eolian sunt prezentate în Tabelul II. Main Grid AC Bus S1 Wind Inverter Wind Interface Controller S2 Wind Turbine Simulator S3 Hybrid DC-DC Converter LOAD S4 Hybrid Inverter S5 DC Bus 50V S6 SuperCapacitor 63F 125V Charge Controller Fig. 3.a Sistemul eolian Battery Bank Denumirea TABEL II. Emulatorul de turbină eoliană Invertor Interfaţă Invertor hibrid Controller de încărcare Supercapacitor Covertor hibrid DC-DC COMPONENTELE PRINCIPALE ALE SISTEMULUI EOLIAN Caracteristici tehnice principale Induction Motor: Power=7.5 kw/750rpm, with 1/6 gearbox PMSG Power= 5kW/120rpm ABB Wind Inverter 4.2 Input DC Voltage=140-530(V), input current=32 (A), output AC voltage=230(v), output current=20(a), output power=4.2 (kw) ABB Wind Interface Input AC voltage=400(v), input current=16.6 (A), output DC voltage=600(v), output current=6 (A), output power=4 (kw) Schneider Xantrex Hybrid Inverter Input DC voltage=48(v), input current=96(a) output AC voltage=240(v), output current=40 (A), output power=4.5 (kw) Xantrex XW MPPT 60/150 Charge Controller Input voltage=400 (V), input current=16.6(a), output voltage=600 (V), output current=6(a), output power=4 (kw) 3x36 (F), Rated voltage=125(v) Input Voltage=400 (V dc ), input current=16 (A), output voltage=50 (V dc ), output current= 100 (A), output power (5kW) 4

II) Al doilea stand este un stand de probă pentru testarea unui sistem mecanic automat de protecţie la supraturare a unui rotor eolian. Sistemul complex preconizat este conceput ca un sistem mecanic automat care să reacţioneze automat fără un control electronic. Doar readucerea la starea iniţială este comandată prin intermediul sistemului electronic de conducere automată a regimului optim de lucru al turbinei eoliene. Antrenarea rotorului eolian se face prin intermediul unui motor electric asincron trifazat [40]. Acest motor electric se alimentează de la un convertizor de curent trifazat cu frecvenţă variabilă. Astfel că turaţia motorului se poate regla continuu de la 50 rot/min până la 200 rot/min, suficient pentru a acoperi plaja de turaţii în care funcţionează optim agregatul eolian. Pe stand se verifică declansarea mecanismului centrifugal la atingerea turaţiei maxime prescrise iniţial. Declansarea mecanismului centrifugal trebuie să fie urmată de blocarea sa în poziţia extremă de rotire a paletelor. După blocarea mecanismului centrifugal se reduce turaţia la 20 30 rot/min prin frânare aerodinamică după care dacă condiţiile meteo permit se dă comanda de deblocare a mecanismului centrifugal. Un motor electric de acţionare a unei came ridică bolţul de blocare, astfel că mecanismul centrifugal revine din nou în poziţia normală de lucru. Reglarea poziţiei contragreutăţilor din mecanismul centrifugal si funcţionarea ireprosabilă a întregului sistem automat trebuie verificate pe standul de probă în mod repetitiv si de anduranţă. Standul realizat a fost folosit pentru estimarea teoretică a turaţiei de declansare a mecanismului centrifugal. Mecanismul centrifugal este un sistem complex care se declansează doar la atingerea turaţiei maxime până la care poate funcţiona generatorul electric antrenat direct de rotorul turbinei eoliene. Efectul acţiunii mecanismului centrifugal se manifestă prin rotirea paletelor cu aprox. 45, ceea ce este echivalent cu punerea lor în poziţia drapel, iar în funcţionarea rotorului se manifestă prin frânare aerodinamică. Forţa care menţine în echilibru întregul sistem până la turaţia limită de funcţionare este forţa de pretensionare a arcului de compresiune cu diametrul mediu de 112 mm si sârma de 7 mm. În raport cu axa fusului paletei se manifestă 2 momente de sens contrar: momentul dat de forţele aerodinamice si momentul dat de contragreutatea atasată lateral pe flansa fiecărei palete. Pe domeniul de turaţii active diferenţa acestor momente este preluată de momentul pasiv dat de forţa de pretensionare a arcului de compresiune prin intermediul unui mecanism bielă-manivelă ale cărui 3 poziţii succesive sunt arătate schematic în fig. 3.b. Fig. 3.b Poziţii succesive ale mecanismului bielă-manivelă Deducerea forţei necesare pe arcul de compresiune presupune un mers de calcul complex în urma căruia se obţine relaţia funcţie de 2 variabile: unghiul α de rotire a paletei de 0 45 si turaţia rotorului de 50 115 rot/min. Fcy( α, n) bfap( α) M iad ( n) Farc( α, n) = bfm( α) Mecanismul centrifugal de protecţie se calculează si dimensionează în prealabil, iar pe standul de probă se fac doar reglaje si ajustări de fineţe. Dispozitivul de blocare-deblocare a mecanismului centrifugal s-a proiectat din punct de vedere funcţional, iar pe stand se fac ajustări ale cursei tijei de blocare si blocarea respectiv deblocarea tijei prin intermediul bolţului de blocare. Mai multe teste au fost realizate pe standul de probă. Înainte de începerea testelor s-a făcut o verificare amănunţită a întregului ansamblu (fig. 3.c) si a conexiunilor electrice. Alimentarea motorului electric de antrenare a rotorului s-a făcut prin intermediul unui convertizor de frecvenţă. 5

1. Rotor cu mecanism centrifugal de protectie 2. Cadru suport sistem de antrenare 3. Roata de curea dintata 4. Curea dintata 5. Arbore generator 6. Cadru suport sistem de franare 7. Mecanism de blocare/deblocare mec. cfg. 8. Tija de actionare pentru blocare/deblocare mecanism centrifugal 9. Rulment 10. Suport mecanism centrifugal de protectie 7 8 9 10 Turaţia de start a fost de 50 rot/min, după care s-a crescut treptat din 10 în 10 rot/min. Măsurarea turaţiei s-a făcut cu un turometru cu stroboscop. La prima testare mecanismul centrifugal s-a declansat la 111 rot/min. strângând treptat piuliţa crenelată prin care se comprimă arcul de compresiune, s-a ajuns la turaţia prescrisă de 115 rot/min. Concomitent s-a urmărit de fiecare dată dacă dispozitivul de blocare a blocat mecanismul centrifugal în poziţia drapel. Deoarece reglajul cursei tijei de blocare s- a făcut manual (acţionând cu mâna contragreutăţile), s-a constatat de fiecare dată că bolţul de blocare a coborât sub acţiunea greutăţii proprii si a celor 2 arcuri mici. De fiecare dată deblocarea a funcţionat alimentând pentru câteva secunde motorasul electric de 12 Vcc, care rotind cama de la capătul reductorului melcat a ridicat bolţul de blocare, eliberând tija de blocare si astfel mecanismul centrifugal a revenit în poziţia iniţială de lucru. Concomitent turaţia a fost diminuată sub turaţia de declansare. După reglajele finale testele s-au repetat de câteva ori. De fiecare dată rezultatele au fost identice. 1 2 3 4 5 6 i.) în secţiune ii.) vedere din spate iii) vedere din faţă Fig. 3.c. Standul de probă pentru testarea rotorului (fără palete) cu mecanism centrifugal de rotire a paletelor în poziţia drapel si dispozitiv de blocare-deblocare al mecanismului centrifugal Standul de probă pentru testarea funcţionării automate a rotorului de turbină eoliană de 5 kw (fără palete) cu mecanism centrifugal de rotire a paletelor în poziţia drapel este necesar pentru reglarea de fineţe a mecanismului centrifugal astfel încât să determine declansarea rotirii paletelor spre poziţia drapel la turaţia prescrisă de aprox. 115 rot/min. Mecanismul de blocare/deblocare a mecanismului centrifugal necesită reglaje pe stand a cursei tijei culisante astfel încât să fie în concordanţă cu valoarea cursei axiale a mecanismului centrifugal. De asemenea se confirmă acţiunea secvenţială a camei pentru deblocarea mecanismului centrifugal si revenirea în poziţia normală de lucru a paletelor rotorice. Dacă aceste teste s-ar face direct pe agregatul eolian ar necesita costuri foarte mari de ridicare-coborâre a agregatului eolian si riscuri majore de manevrare în condiţii climatice ce nu pot fi prevăzute din timp (vânt sub 3 m/s necesar pentru montare-demontare, vânt peste 3 m/s necesar pentru teste pe centrala eoliană). III) Un al treilea stand realizat (de catre partenerul P1) permite testarea și validarea microsistemului de conversie a energiei eoliene bazat pe micro-aerogeneratorul electric cu magneți permanenți și flux axial, cu acționare directă. Subansamblul principal din alcătuirea microsistemului cu turbină eoliană cu trei pale și ax orizontal, de 2,5 kw și turație nominală de 200 [rpm], pentru viteze ale vântului de 2 10 [m/s], este micro-aerogeneratorul sincron cu magneți permanenți, flux axial și acționare directă. Topologia prototipului proiectat și realizat constă din două rotoare discoidale exterioare identice, cu magneți de ferită, magnetizați circumferențial și intercalați cu piese feromagnetice, și dintr-un stator interior, având o înfășurare trifazată concentrată cu bobine plane, dispusă pe un miez feromagnetic fără crestături. În scopul validării performanțelor prototipului de microaerogenerator, pe de o parte, s-a utilizat programul JMAG-Designer de analiză numerică de câmp magnetic tridimensional prin metoda elementelor finite, luându-se în considerare simetria generatorului pentru reducerea timpului de calcul, iar pe de altă parte s-a realizat standul experimental de laborator, în care mișcarea produsă de palele turbinei de vânt este considerată liniară, fiind emulată cu ajutorul unui motor de curent continuu (Fig. 3.d). 6

Pe lângă aerogeneratorul electric, standul experimental conține emulatorul de turbină (motorul de curent continuu), traductorul de viteză și cel de moment de cuplu de forțe electromagnetice (Fig. 3.e). Au fost utilizate două programe pentru testare: SIMULINK modelează sistemul utilizând diagramebloc de comandă, iar dspace înregistrează modificările, care apar asupra variabilelor în timp real, cu ajutorul cărora se poate realiza controlul generatorului. Aceasta presupune, odată cu instalarea programului dspace, crearea unei biblioteci specifice de blocuri în MATLAB/SIMULINK. Fig. 3.d. Standul experimental pentru microsistemul de conversie a energiei eoliene bazat pe microaerogeneratorul sincron cu magneți permanenți și flux axial, cu acționare directă. Fig. 3.e. Componente hardware ale standul experimental pentru microsistemul eolian bazat pe microaerogeneratorul sincron cu magneți permanenți și flux axial, cu acționare directă. Formele de undă ale intensității curentului electric debitat de aerogenerator și tensiunii electrice furnizate, precum și momentul cuplului de forțe electromagnetice sunt înregistrate cu ajutorul unui osciloscop digital METRIX, respectiv al unui traductor de moment de cuplu de forțe şi, apoi, printr-un sistem de achiziţii de date, constând din placă dspace şi un calculator, sunt, apoi, prelucrate în mediul MATLAB/SIMULINK, iar în final, sunt comparate cu simulările realizate în mediul de calcul numeric de câmp magnetic JMAG Designer (Fig. 3.f). Fig. 3.f. Rezultate comparative pe stand experimental și prin simulare numerică de câmp magnetic în JMAG-Designer pentru intensitatea curentului electric debitat, tensiunea electrică furnizată și momentul cuplului de forțe electromagnetice ale aerogeneratorului sincron cu magneți permanenți și flux axial, cu acționare directă din microsistemul de conversie a energiei eoliene. 7

Fig. 3.g. Răspunsul experimental dinamic în flux magnetic statoric al buclei de control direct de flux, cu modulație vectorială (SVM) a convertorului de mașină, pe un model bifazat liniar al mașinii [43]. A fost, de asemenea, testată experimental, pe un model de mașină liniară bifazată cu magneți permanenți, o schemă de control direct de flux magnetic statoric, cu modulație vectorială (Space Vector Modulation SVM) a convertorului electronic de mașină, obținându-se un răspuns dinamic cu ripluri reduse și relativă insensibilitate la variațiile semnalului de referință [43] (Fig. 3.g). Această schemă de modulație SVM pentru convertorul de mașină va fi implementată în asociere cu tehnici MPPT pentru controlul DTC al aerogeneratorului sincron cu magneți permanenți și flux axial, cu acționare directă, din microsistemul de conversie a energiei eoliene. C. Standul hidroenergetic Structura standului emuland sistemul (micro) hidroenergetic este prezentată în Fig. 4.a Acesta este compus din trei module ( HTS1, HTS2, HTS3 ), cu trei tipuri de generatoare electrice (inducţie cu înfăşurare dublă în stator, sincron cu excitaţie DC şi sincron reactiv multifazat), acţionate prin aceleaşi unităţi AC DTC, aşa cum este descris în sistemul eolian. Sistemul are trei convertoare de putere AC- DC, conectate la magistrala de 400V DC [24]. Un convertor bidirecţional DC-DC conectează magistrala de 400V DC cu magistrala de 50V DC, creând astfel posibilitatea transferului de energie în ambele direcţii [25]. Principalele date ale componentelor sistemului hidro sunt prezentate în Tabelul III. TABEL III. COMPONENTELE PRINCIPALE ALE SISTEMULUI HIDRO Denumirea Convertor bidirecţional DC-DC Convertor AC-DC Generator 1 Generator 2 Generator 3 Caracteristici tehnice principale Low voltage DC=50(V), high voltage DC=400(V), rated power = 5(kW) Danfoss FC-302 Input AC voltage=3x380(v), input current=7.4 (A), rated power=4 (kw) output DC voltage=400 (V), output current=8.2 (A) Reluctance synchronous generator Rated power = (kva), rated voltage = 3x220(V), poles number = 11, rated speed=200 (rpm) Synchronous generator with DC excitation Rated power = 2 (kva), rated voltage = 3x220(V), rated speed =250 (rpm) Dual stator windings induction generator Rated power = 2.5 (kva), rated voltage = 3x220 (V), rated speed =250 (rpm) 8

50V DC Bus S1 Bidirectional DC-DC Converter S3 S2 S4 400V DC Bus S5 AC-DC Converter 1 AC-DC Converter 2 AC-DC Converter 3 HTS1 HTS2 HTS3 Hdyro Turbine Simulator Controller Fig. 4.a Sistemul hidro In plus, s-a realizat un stand distinct (MOB 125) care permite optimizarea funcţionării turbinei hidraulice prin variaţia in limite largi a parametrilor maşinii hidraulice, de tipul cu dublu flux. Astfel căderea, debitul, momentul mecanic şi turaţia turbinei hidraulice se pot modifica continuu permiţând utilizarea unor largi strategii de implementare a agregatului în diferite localităţi. Introducerea agregatului în sistemele moderne de conversie a energiei presupune conectarea maşinii hidraulice cu un generator electric ce funcţionează cu turaţie variabilă. Fig. 4.b Capabilitatea energetică a turbinei hidraulice MOB 125, reprezentată sintetic Această configuraţie a sistemului electric cere maximizarea randamentului turbinei hidraulice la variaţia continuă a turaţiei şi nu numai pentru trepte de turaţie corespunzătoare numărului perechilor de poli. Rezultatele testării experimentale şi implicit a validării standului experimental sunt redate în Fig. 4.b pentru o anumită cădere. Diagrame similare pentru alte căderi permit aplicarea universală a modelului de turbină MOB 125. Pentru amplasamente precum : Polatiştea (Petroşani), Valea Repedea ( Borşa), Miniş ( Bozovici) etc. se pot, pe baza diagramelor universale similare cu cea prezentată mai sus, stabili strategia de implementare a parametrilor nominali la fiecare caz în parte. Microcentrala hidro-electrică echipată cu turbine hidraulice cu dublu-flux realizează o conversie energetică nepoluantă şi regenerabilă cu randamente maxime ridicate. 9

1.2 Moduri de funcţionare În această secţiune sunt prezentate câteva configuraţii de bază în care MG poate fi testat. MG poate funcţiona on-grid sau off-grid. Indiferent de modul de operare, prin deschiderea şi închiderea comutatoarelor, reţeaua poate avea conectate una, două sau toate sursele de energie. În primul mod de funcţionare MG este conectat la reţeaua principală de AC şi puterea este transferabilă în ambele direcţii. Structura acestui mod de funcţionare este prezentată în Fig. 5. Sistemul eolian este conectat la reţeaua principala prin intermediul interfeţei şi al invertorului. În funcţie de poziţia comutatorului S6, invertorul PV furnizează energie la reţea din panourile fotovoltaice, sau de la emulator. De asemenea, acest invertor leagă magistrala de 400V DC de reţeaua de AC. Un convertor bidirecţional DC-DC conectează magistrala de 400V DC cu magistrala de 50V DC, pentru a încărca sau descărca sistemul de stocare. Energia de la magistrala de 400V DC este asigurată de sistemul hidro printr-un convertor AC-DC care transferă energia din AC în DC. Invertorul hibrid este folosit pentru a asigura circulaţia bidirecţională de putere între reţeaua de distribuţie principală AC şi cea de 50V DC şi pentru a asigura alimentarea consumatorilor de AC. Main Grid S1 AC Bus S2 S3 S4 Wind Inverter PV Inverter Wind Interface S5 AC-DC Converter Hydro S6 Wind 400V DC Bus S7 PV Panels Programmable DC power supply Hybrid Inverter S8 LOAD Bidirectional DC-DC Converter Storage S9 S10 S11 50V DC Bus Fig.5 Modul de functionare on-grid Hydro AC/DC Converter Wind 400V DC Bus S1 PV Programmable DC power supply Hybrid Inverter S2 LOAD Hybrid DC-DC Converter Bidirectional DC-DC Converter S3 Storage SuperCapacitor 63F 125V Wind Charge Controller PV Charge Controller S4 S5 S6 S7 S8 50V DC Bus Fig.6 Modul de functionare off-grid 10

În structura de functionare off-grid, prezentata în Fig. 6, MG este deconectat de la reţeaua principală AC şi energia produsă este stocată sau utilizată de consumatorii locali. Energia de la sistemul eolian este transferată printr-un un redresor şi un convertor hibrid DCDC către supercapacitor. Energia stocată în supercapacitor este transferată apoi bateriilor de acumulatori. Energia furnizată de sistemul hidro, preluată de pe magistrala de 400 V DC este transferată la sistemul de stocare printr-un convertor bidirecţional DC-DC. De asemenea, acest convertor poate transfera energie de la baterii la magistrala de 400V DC. Controlerul de încărcare poate încarca bateriile de la magistrala de 400V DC, de la panourile fotovoltaice sau de la emulator, în funcţie de poziţia comutatorului S3. În acest mod de operare, energia de la sursele regenerabile şi de la sistemul de stocare este transferată consumatorilor AC.In figurile următoare (Fig. 7, 8, 9) sunt prezentate imagini ale standurilor experimentale aferente laboratorului. Figura 7- Sistemul fotovoltaic Figura 8 Sistemul eolian Figura 9 Sistemul hidro Realizarea unui laborator integrat MG are ca scop testarea soluţiilor proiectate, înainte de a fi puse în aplicare intr-un sistem real. Deoarece proiectele MG sunt realizate într-o varietate largă în ce 11

priveşte sursele de alimentare, strategiile de control şi tipurile consumatorilor, structura laboratorului a fost realizată într-o variantă flexibilă, permiţând conectarea modulelor componente sub diferite forme, în funcţie de testele şi studiile avute în vedere. Folosirea emulatoarelor în locul surselor reale de energie regenerabilă, oferă posibilitatea simulării MG în condiţii diverse, chair şi la limite extreme de funcţionare. In acelaşi timp, utilizarea mijloacelor programabile de control facilitează studiul unor soluţii diverse de optimizare a managementului energetic. Elementele componente ale laboratorului sunt funcţionale şi se are în vedere în viitor dezvoltarea pe această platformă a unor strategii de conducere atât la nivelul fiecărei subsistem, cât şi în ce priveşte funcţionarea întregii reţele. 1.3 Controlul in curent pentru un convertor bidirectional de curent continuu, hibrid (hbdc), cu raport mare de conversie, în aplicaţii microgrid 1.3. 1 Descriere HBDC Convertorul HBDC, prezentat în Fig. 10, se poate considera ca fiind un convertor boost ce are la ieşire o celulă de condensatoare, sau poate fi considerat un convertor buck ce are la intrare o celulă de condensatoare. Pentru curenţi prin bobine pozitivi (I L1 >0 şi I L2 >0) convertorul funcţionează în regimul de boost iar pentru curenţi negativi, funcţionează în regimul de buck. Fiecare tranzistor IGBT are în paralel o diodă, astfel că pentru regimul de boost funcţionează tranzistorul T 1 şi grupul de diode D 2 şi D 3 iar pentru regimul de buck funcţionează tranzistoarele T 2 şi T 3 şi dioda D 1. Fig. 10. Schema convertorului HBDC 1.3.2 Controlul convertorului HBDC Având busuri de tensiune pe ambele părţi este necesară implementarea controlului de curent. Ca şi regulator de curent s-a ales controlerul VCM (Fig. 11) care este stabil, şi spre deosebire de alte regulatoare de curent nu are nevoie de rampă de compensare deoarece factorul de umplere are valori mai mari de 50% în acest caz. Fig. 11. Regulatorul VCM Regulatorul de curent mai are un avantaj adiţional: poate să fie folosit pe post de limitare hardware a factorului de umplere (Fig. 12) în cazul în care se foloseşte un alt regulator de curent. Această caracteristică a regulatorului este utilă în procesul de dezvoltare sau şi în situaţiile de service (Fig. 4). Fig. 12. Regulatorul VCM folosit ca limitare hardware a factorului de umplere 12

1.3.3 Rezultate obţinute prin simulare şi experimentale Standul experimental pentru testarea convertorul HBDC este prezentat în Fig. 13. Fig. 13. Fotografie setup experimental Formele de undă experimentale sunt comparate cu cele simulate şi se poate observa o foarte bună asemănare. Primul set de măsurători este constituit de formele de undă ale curentului prin L 1 şi formele de undă ale tensiunilor pe bobinele L 1 şi L 2, pentru regimul de buck (Fig. 14.) şi regimul de boost (Fig. 15.). Fig. 14. Buck - Curentul prin bobina L 1, şi tensiunile pe L 1 şi L 2 : experiment stânga; simulare dreapta Fig. 15. Boost - Curentul prin bobina L 1, şi tensiunile pe L 1 şi L 2 : experiment stânga; simulare dreapta 13

1.4 Controlul generatoarelor electrice din componenta retelei microgrid Maşina de inducţie cu două înfăşurări trifazate în stator (DSWA este utilizată pentru producerea energiei electrice, antrenată de turbine eoliene şi turbine hidro mici. Unul din avantajele acestei maşini este de a produce energie electrică pe care o poate debita în acelaşi timp în două reţele diferite. Fig. 16 Soluţia propusă pentru standul experimental al controlului DSWA Standul de laborator se constituie din generatorul cu două înfăşurări în stator (DSWA), maşina asincronă de antrenare şi invertorul de control al acesteia, invertorul de tensiune pentru controlul generatorului, sarcina rezistivă, sarcina electronică, dspace-ul şi senzorii aferenţi. În figura 16 se prezintă schema bloc a standului. Programul de control al generatorului studiat este scris în Simulink, semnalele de comandă fiind trimise spre invertorul de tensiune cu ajutorul dspace-ului. Comanda invertorului se face prin fibră optică realizându-se astfel separarea galvanică dintre invertor şi dspace (Fig. 17). Fig. 17 Realizarea practică a standului experimental pentru maşina DSWA (partea de control). Maşina de antrenare este cuplată cu generatorul printr-o cuplă rigidă. Comanda acestei maşini se face cu ajutorul unui invertor ABB, fiindu-i setate limite în turaţie, cuplu şi curent. Încărcarea generatorului se realizează prin prescrierea unui cuplu în procente din cuplul nominal al maşinii de antrenare, turaţia la care se găseşte întregul ansamblu fiind dictată de turaţia generatorului. Această turaţie este cea de referinţă stabilită în programul Control Desk (Fig. 18). 14

Fig. 18 Realizarea practică a standului experimental pentru maşina DSWA (partea de forţă) Generatorul de inducţie cu două înfăşurări trifazate debitează energie prin înfăşurarea principală printr-un invertor de tensiune pentru alimentarea unui consumator pretenţios, iar prin înfăşurarea auxiliară se realizează atât compensarea factorului de putere cu o baterie de condensatoare cât şi alimentarea unui consumator nepretenţios (în cazul nostru este rezistenţa de putere). Cu ajutorul senzorilor de curent şi tensiune se măsoară curenţii de pe cele trei faze ale înfăşurării principale, şi tensiunea din circuitul intermediar al invertorului. Aceste informaţii sunt introduse în programul Simulink prin intermediul dspace, mărimi care sunt folosite pentru calculul fluxurilor, puterilor şi cuplului. Maşina multifazată reactivă fără perii cu comutaţie electronică, RBLDC, se caracterizează atât prin lipsa periilor cât şi prin existenţa unui număr ridicat de faze (5, 6, 7 sau chiar mai multe) în stator, existând premisele unei fiabilităţi ridicate şi posibilitatea funcţionării în regim de avarie (Fig. 19). Fig. 19 Maşina de tip RBLDC (a) varianta rotativă; (b) varianta liniară Fig. 20 Modelul experimental cu şase faze Lipsa magneţilor permanenţi contribuie la reducerea costului şi elimină expunerea acestuia la fluctuaţiile mari de preţ ale magneţilor permanenţi de înaltă energie. Se demonstrează posibilitatea obţinerii unei densităţi mari de cuplu, cu un raport redus între pierderi şi cuplu, pentru o maşină fără magneţi permanenţi şi fără înfăşurare rotorică, prin utilizarea integrală a înfăşurărilor statorice, a miezului magnetic şi a puterii aparente a invertorului. Modelul de laborator realizat (cu 6 faze, 6 poli şi un cuplu nominal dezvoltat de 35 Nm), având o topologie constructivă şi principiu de funcţionare care 15

derivă atât de la maşinile rotative cât şi de la cele liniare (figura 20), a fost încercat experimental pentru determinarea valorii cuplului şi sau făcut teste de stingere a curenţilor în înfăşurări (figura 21). Fig. 21 Determinările de cuplu (experimentale şi element finit) la diferite valori ale curentului de câmp. Valorile experimentale, ale densităţii de cuplu şi pulsaţiile cuplului, validează pe cele obţinute din analiza cu element finit 2D. Pierderile în miezul magnetic sunt moderate, cu toate că nivelul armonicelor superioare ale inducţiei magnetice din întrefier şi a curenţilor este ridicat la acest tip de maşină (Fig. 22). Fig. 22 Pulsaţiile de cuplu la valoarea nominală şi de vârf a densităţii de curent. Identificarea parametrilor electrici şi mecanici este urmată de realizarea unui model de circuit al maşini unde o parte a parametrilor sunt calculaţi pe baza datelor importate din analiza cu element finit. Se propune de asemenea o strategie de control în patru cadrane pentru maşină. Încercările experimentale ale maşinii cu cele două înfăşurări conectate în stea, sau făcut pentru regim de motor şi de generator, cu reversare şi slăbire de câmp, cu ajutorul standului creat în laborator care are în componenţă o platformă dspace şi trei invertoare trifazate cu număr redus de elemente semiconductoare de putere (Fig. 23). Fig.23 Standul experimental de încercare şi control 2. Studii comparative ale strategiilor de control de tip MPPT pentru sisteme de conversie a energiei fotovoltaice Odată cu creșterea puterii sistemelor fotovoltaice instalate şi conectate la rețeaua publică de alimentare, s-a pus problema facilităților de testare a echipamentelor, care intră în structura unui sistem fotovoltaic (PV). Conectarea la rețea a sistemelor PV se realizează prin diferite elemente de condiționare a puterii electrice, cum sunt convertoarele de curent continuu sau invertoarele de diferite topologii, care joacă un rol esențial nu numai în a converti energia electrică la tensiunea și frecvența 16

dorite, cu cea mai mare eficiență, ci și în a urmări ca panourile PV să lucreze în punctul maxim de putere extrasă (MPPT), indiferent de valorile instantanee ale insolației și temperaturii mediului, în care acestea operează. În acest scop, au apărut echipamente performante programabile, care pot emula funcționarea în condiții de mediu variabile ale panourilor PV. În Fig. 24, este prezentată diagram-bloc a unui emulator PV, care utilizează o sursă de laborator programabilă - SDP2405 ce poate fi controlată prin intermediul portului serial de comunicare RS232 sau USB al unui PC/ laptop, pe care rulează aplicația MATLAB/SIMULINK. În acest sens, au fost analizate prin modelare și simulare două tipuri de panouri PV, MSX60 de la Solarex, cu puterea maxima de 60W compus din 36 de celule de siliciu policristalin, respectiv KD180GH-2PB de la Kyocera, care furnizează o putere maxima de 180 W si este compus din 60 de celule de tip multicristalin. Prin conectarea unei sarcini rezistive reglabile, se pot obține puncte de operare diferite pe caracterisitca I-U a panoului PV, de la tensiunea de mers în gol la curentul de scurtcircuit. Sursă de laborator programabilă SDP2405 Sarcină SIMULINK Model PV Fig. 24. Diagrama-bloc a emulatorului PV. Fig. 25. Determinarea punctului de funcționare a emulatorului PV. Emulatorul urmăreşte schimbarea tensiunii şi curentului sarcinii şi modifică tensiunea, astfel încât punctul de funcționare să urmărească curba I-U.a panoului PV real. Punctul de intersecție dintre sarcina rezistivă și caracteristica I-U este punctul de operare a modulului PV emulat (Fig. 25). O altă metodă de emulare a panourilor PV o reprezintă tabelarea valorilor predefinite ale curentului I pv și tensiunii U pv de pe curba caracteristică, obținute în funcție de insolația și temperatura date. Astfel, cunoscându-se curentul sursei, I PV, se poate găsi din tabel valoarea corespunzătoare a tensiunii, U pv, care va fi noua valoare de referință pentru sursa programabilă. Comunicarea dintre calculator și sursa sau sursele programabile utilizate se face prin portul serial standard RS232 sau USB, care se prevede cu un convertor RS232- RS485, respectiv USB-RS485. Ȋn aceast mod, se pot comanda până la 31 de surse programabile, ceea ce permite emularea unui șir de panouri PV, cu modificarea în prealabil a modelului în SIMULINK (Fig. 26). Fig.26. Conectarea mai multor surse programabile la simulator pentru șiruri de panouri PV. Dintre tehnicile MPPT candidate pentru implementare cu ajutorul emulatorului PV, s-a optat pentru metoda convențională a conductanței incrementale (INC-MPPT) [46, 47], aceasta având performanțe satisfăcătoare, chiar în condițiile unei insolații rapid variabile. În Fig. 27, sunt prezentate rezultate de simulare pentru un exemplu de aplicare a tehnicii INC-MPPT la momentul de timp 0,1 s, pentru două trepte inverse de variație a nivelului de insolație. 17

Fig. 27. Rezultate de simulare pentru tehnica INC-MPPT aplicată emulatorului PV. In concluzie, de subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei curente au fost realizate integral. De asemenea au fost elaborate un numar de 15 lucrari stiintifice (indexate sau neindexate ISI, incluse in cadrul bibliografiei si marcate cu *). Bibliografie [1] S. Chowdhury, S.P. Chowdhury and P. Crossley, Microgrids and Active Distribution Networks, Published by IET London, 2009. [2] R. H. Lasseter, Microgrids, IEEE Power Engineering Society Winter Meeting, vol. 1, pp. 305-308, 2002. [3] E. Hayden. (2013) Introduction to microgrids. Securicon. Alexandria, VA[Online]. Available:https://www.securicon.com/sites/default/files/Introduction%20to%20Microgrids%20- %20Securicon%20-%202013_1.pdf [May 15, 2015]. [4] L. Marian, M. Basu, M.F. Conlon, A Review of Existing Microgrid Architectures, HINDAWI Journal of Engineering, Article ID 937614, pp. 1-8, 2013. [5] B. Kroposki, R.H. Lasseter, T. Ise, S. Morozumi, S. Papathanassiou, N. Hatziarrgyriou, Making Microgrid Works, IEEE Power & Energy Magazine, pp. 41-53, May/June 2008. [6] B. Kroposki, Th. Basso, R. DeBlasio, Microgrid Standars and Technologies, in Proc. of IEEE Power and Energy Society General Meeting Conversion and Delivery of Electrical Energy in the 21st Century, Pittsburg, pp. 1-4, 2008. [7] K.S. Reddy, M. Kumar, T.K. Mallick, H. Sharon, S. Lokeswaram, A review of Integration, Control, Communication and Metering (ICCM) of renewable energy based smart grid, Renewable and Sustainable Energy Reviews, no. 38, pp. 180-182, 2014. [8] J. Oyarzabal, J. Jimeno, J. Ruela, A. Engler, C. Hardt, Agent based Micro Grid Management, in Proc. of the 2005 IEEE Int. Conf. on Future Power s, Amsterdam, pp. 6, Nov. 2005. [9] M. Barnes, A. Dimeas, A. Engler, C. Fitzer, N. Hatziargyriou, C. Jones, S. Papathanassiou, M. Vandenbergh, MicroGrid Laboratory Facilities, in Proc. of the 2005 IEEE Int. Conf. on Future Power s, Amsterdam, pp. 6, Nov. 2005. [10] Y. Che, Z. Yang, K.W. Eric Cheng, Construction, Operation and Control of a Laboratory-Scale Microgrid, in Proc. of the 3rd Int. Conf. on Power Electronics s and Applications, Nanjing, 2009. [11] M. Kezunovic, Teaching the smart grid fundamentals using modeling, simulation, and hands-on laboratory experiments, IEEE Power and Energy Society General Meeting, 2010, pp.1-6. [12] L. Gang, D. De, S. Wen-Zhan, SmartGridLab: A Laboratory-Based Smart Grid Testbed, The 1 st IEEE Int. Conf. Smart Grid Communications (SmartGridComm), 2010, pp. 143-148. [13] M. Shamsiri, C.K. Gan, C.W. Tan, A Review of Recent Development in Smart Grid and Micro-Grid Laboratories, IEEE Int. Conf. PEDCO, Melaka, Malaya, pp. 367-372, 2012. [14] B. Zhao, X. Zhang, J. Chen, Intergated Microgrid Laboratoty, IEEE Trans. on Power s, vol. 27, issue 4, pp. 2175-2185, Nov. 2012. [15] Chroma ATE Inc. (2014, Sep.). Chroma's 62000H-S series Data Sheet [Online]. Available: http://www.chromaate.com/file/download/42169 [May 15, 2015]. 18

[16] Schneider Electric SE. (2014). Conext MPPT 80 Solar PV Charge Controller [Online]. Available: http://solar.schneider-electric.com/product/conext-mppt-80-600/ [May 16, 2015]. [17] SMA Solar Technology AG. SUNNY BOY 3000TL/3600TL/4000TL/5000TL with Reactive Power Control [Online]. Available: http://files.sma.de/dl/15330/sb5000tl-21-den134924w.pdf [May 16, 2015]. [18] N. Muntean, L. Tutelea, D. Petrila, O Pelan Hardware in the Loop Wind Turbine Emulator, in Proc. of ACEMP 2011, Istanbul, Turkey, 2011, pp. 53-58. [19] dspace GmbH. DS1103 PPC Controller Board [Online]. Available: http://www.dspace.com/en/pub/home/products/hw/singbord/ppcconbo.cfm [May 16, 2015]. [20] National Instruments Corporation. What Is NI CompactRIO [Online]. Available: http://www.ni.com/compactrio/whatis/ [May 16, 2015]. [21] ABB (2013). ACS800 [Online]. Available: https://library.e.abb.com/public/0cb03a 89ae71bba5c1257b97004fdb01/EN_%20ACS800_01_HW_K_A4.pdf [May 16, 2015]. [22] O. Pelan, N. Muntean, O. Cornea, Comparative evaluation of buck and switched-capacitor hybrid buck DC-DC converters, in Proc. of SPEEDAM 2012-21st International Symposium, 2012, pp.1330-1335. [23] Schneider Electric SE. (2014). Conext XW inverter/charger (230 V / 50 Hz) [Online]. Available:http://41j5tc3akbrn3uezx5av0jj1bgm.wpengine.netdna-cdn.com/wpcontent/uploads/2014/10/conext-xw-50-datasheet-20141002_eng.pdf [May 16, 2015]. [24] Danfoss A/S. Danfoss VLT AutomationDrive [Online]. Available: http://www.danfoss.com/nr/rdonlyres/c6ff812f-0333-455c-8439-0226cb0910dd/0/web_vlt_automationdrive_dkd pb13c102.pdf [May 19, 2015]. [25] * I.Szeidert, I. Filip, C. Vasar, O. Prostean, Regression methods used for the determination of induction generator efficiency, 10th IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, SACI, May 21 23, 2015, Timişoara, Romania, pp.91-94. [26] * I. Filip, I.Szeidert, Givens Orthogonal Transformation-Based Estimator Versus RLS Estimator Case Study for an Induction Generator Model, Volume 357 of the series Advances in Intelligent s and Computing, Noe. 2015. pp 1287-1299. [27] *I. Filip, I.Szeidert, O.Prostean, Mathematical Modelling and Numerical Simulation of the Dual Winded Induction Generator s Operating Regimes, Volume 357 of the series Advances in Intelligent s and Computing, Noe. 2015. pp 1161-1170 [28] *D. Ungureanu-Anghel, O. Prostean, I. Filip, M. Popescu, Integrated Supervision and Control for Air-electrical Aggregates, Volume 357 of the series Advances in Intelligent s and Computing, Noe. 2015. pp. 1301-1313 [29] *D. Hulea, N. Muntean, O. Cornea, Valley Current Mode Control of a Bi-Directional Hybrid DC-DC Converter, in Proc. of OPTIM 2015, SİDE TURKEY, 2-4 September 2015, pp. 274-279. [30] *R. Bădărău, T. Miloş, Stand For Testing The Overspeed Protection Centrifugal Mechanism of a 5 Kw Wind Turbine Rotor, A XV-a Conferinţă internaţională multidisciplinară, "Profesorul Dorin Pavel - fondatorul hidroenergeticii româneşti" Sebeş, 2015, Vol. 28/2015, ISSN 2067-7138, pp. 287-296.. [31] * R. Bădărău, T. Miloş, Protection Centrifugal Mechanism of the Wind Turbine Rotor at Overspeed, A XV-A Conferinţă Internaţională Multidisciplinară, "Profesorul Dorin Pavel - Fondatorul Hidroenergeticii Româneşti" Sebeş, 2015, Vol. 28/2015, Issn 2067-7138, pp. 297-304. [32] * G.-D. Andreescu, O. Cornea, N., E. Guran, Bidirectional Flyback Inverter with Low Output Voltage THD, 10th Jubilee IEEE International Symposium on Applied Computational Intelligence and Informatics, May 21-23, 2015, Timişoara, Romania, pp. 95-99; [33] *O. Cornea, G.-D. Andreescu, C.C. Patrascu, N. Muntean, THD Improvement of a Bidirectional Flyback Inverter by Using Sliding-Mode Control, ACEMP-OPTIM-ELECTROMOTION 2015 JOINT CONFERENCE, SİDE TURKEY, 2-4 September 2015, pp. 489-493 [34] * L.N. Tutelea, S.I. Deaconu, G.N. Popa, Dual stator winding variable speed asynchronous generator: optimal design and experiments, IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering 85 (2015) 012010, doi:10.1088/1757-899x/85/1/012010, pp 9. [35] *L.N. Tutelea, N. Muntean, S.I. Deaconu, C.D. Cunţan, Dual Stator Winding Variable Speed Asynchronous Generator: Magnetic Equivalent Circuit with Saturation, FEM Analysis and Experiments, IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering, in press, pp. 10. 19

[36] *S.I. Deaconu, L.N. Tutelea, T. Latinovic, C. Barz, Wind and Hydro Variable Speed Energy Conversion with Dual Stator Winding Induction Generator, Proceedings 10th International Conference on Electromechanical and Power s, Chişinău, Republica Moldova, 8-9 Octombrie 2015, ISBN 978-606-567-284-0, pp. 233-236. [37] *D. Ursu, V. Grădinaru, B. Fahimi, I. Boldea, Six-Phase BLDC Reluctance Machines: FEM-Based Characterization and Four-Quadrant Control, IEEE TRANSACTIONS ON INDUSTRY APPLICATIONS, VOL. 51, NO. 3, MAY/JUNE 2015, pp. 2105-2115 [38] Bej, A., Turbine de vânt (Wind turbines), Editura Politehnica, Timişoara, 2003. [39] Gipe P., Wind turbine basics, Chelsea Green Publishing Company, Vermont, USA, 2009. [40] *** Microgrid Integrated Small Power Renewable Energy Hybrid s, Grant UEFISCDI-PCCA 36/2012., Parteneriat UEFISCDI 2012-2016, Raport stiinţific 2013, 2014. [41] *** Improvement of the Structures and Efficiency of Small Horizontal Axis Wind Generators with Non- Regulated Blades, EEA-Grant RO-0018/2009 [42] Bădărău R., Contribuţii la studiul turbomaşinilor axiale neîntubate, Teză de doctorat, Editura Politehnica, Timişoara, 2011. [43] * Ioana-Cornelia Gros, M.M. Radulescu, Space-Vector Modulation Technique for Two-Phase Inverter-Fed Tubular Linear Permanent-Magnet Actuator, Proc. 10th International Symposium on Linear Drives for Industrial Applications LDIA 2015, Aachen, Germany, 27-29 July 2015, pp. 1-4. [44] *M. Chirca, S. Breban, C. Oprea, M.M. Radulescu, Comparative design analysis of ferrite-permanentmagnet micro-wind turbine generators, Proc. ACEMP OPTIM ELECTROMOTION Joint Conference, Side, Turkey, 4-7 September 2015, pp. 1-6. [45] D.-W. Chung, Y.-M. You, Design and performance analysis of coreless axial-flux permanent-magnet generator for small wind turbines, J. Magn. (South Korea), vol. 19, no. 3, pp. 273-281, 2014 [46] T. Esram, P.L. Chapman, Comparison of Photovoltaic Array Maximum Power Point Tracking Techniques, IEEE Trans. Energy Convers., vol. 22, pp. 439-449, 2007. [47] S.R. Chafle, U.B. Vaidya, Incremental Conductance MPPT Technique for PV, International Journal of Advanced Research in Electrical, Electronics and Instrumentation Engineering, vol. 2, no. 6, pp. 2719-2726, 2013. 20