Universitatea Transilvania din Brasov

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: CONDUCĂTOR ŞTIINŢIFIC: REFERENŢI: Prof. Dr. Ing. Dănuț ILEA Prof. Dr. Ing. Corneliu MARINESCU 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 ioan.ducar@unitbv.ro Totodată vă invităm să luaţi parte la şedinţa publică de susţinere a tezei de doctorat. Vă mulţumim.

CUPRINS (lb. romana) Pg. Pg. teza 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 39 26 STOCARE A ENERGIEI EOLIENE PRIN POMPAREA APEI 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- 69 42 REA ENERGIEI PRIN POMPAREA APEI 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. Pg. Thesis 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 energetice 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 perioadă 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 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 0 C. 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; 2

Introducere 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. 3

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. Fig. 1.1. Centrale hidroelectrice cu acumulare prin pompare în circuit închis [1.17]. 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]. Fig. 1.2. Centrale hidroelectrice cu acumulare prin pompare în circuit deschis [1.17]. 1.2. Instalaţii de pompare

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei 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 (H 0 ) este diferenţa de nivel dintre cota apei bazinului din amonte (Z r ) şi cota apei bazinului din aval (Z a ), a bazinului de aspiraţie [1.5]: H 0 Z r Z a H r p 2 p 1 H Z 2 a Z 1 Fig. 1.3. Schema unei instalaţii de pompare [1.5]. y H 0 Z r Z a, (1.1) 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). Fig. 1.4. Schema de montare a conductei [1.18]. 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. Pentru a stabili cu exactitate partea economică este necesră realizarea unei diagrame a costurilor în raport cu durata de funcţionare în decursul unei zile. 5

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei În Fig. 1.5 sunt prezentate diagramele 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. Fig. 1.5. Diagrama economică a investiţiei [1.14]. 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. 1.3. Pompe şi turbine hidraulice utilizate în instalaţiile CHEAP 1.3.1. Pompe hidraulice Tabelul 1.1. Coeficienţii de multiplicare ai puterii pompei [1.5]. Puterea absorbită la arborele pompei. Coeficienţii de multiplicare ai puterii pompei. [kw] 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 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. 6

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei 1.3.1.1.Principiul de funcţionare al pompelor hidraulice 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 optimizare (randament maxim; consum minim Fig. 1.6. Domeniile de utilizare a pompelor [1.7]. de material). Aşadar, fiecare maşină trebuie să se potrivească cu parametrii funcţionali [1.8]. Funcţionarea unei pompe în regim asemănător, dar la turaţii diferite, se poate extrapola în baza urmatoarelor relaţii [1.1]: Q Q 1 2 n n 1 2 ; H H 1 2 n n 1 2 2 ; P P p1 p2 n n 1 2 3, (1.6) unde: Q 1, Q 2 debite, ; H 1, H 2 diferenţe de nivel, P p1, P p2 puteri, n 1 şi n 2. 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); 7

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei 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). Fig. 1.7. Curbele caracteristice ale unei turbo-pompe centrifugale [1.10]. 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. 8

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei Caracteristica de lucru a pompei corespunde energiei raportate la greutate, pe care o poate da atunci când transportă fluidul cu debitul Q. 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. 1.3.1.2.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]: H g hp, (1.8) H h g hp unde: η hp randamentul hidraulic al pompei, H g înălţimea geometrică, h hp înălţimea statică majorată cu pierderile din pompă. Pentru ca randamentul total al pompei să fie performant trebuie ca η hp > 0,9. Pierderile mecanice introduc randamentul mecanic al pompei: Pnp mp, (1.9) P P np unde: P np puterea necesară acţionării pompei fără pierderi, ΔP mp pierderile mecanice. mp volumetric: Cunoscând debitul net al pompei şi pierderile acesteia, se calculează randamentul 9

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei Q 0 p, (1.10) k V n v rp p unde: k v constantă pentru determinarea randamentului volumetric, V rp volumul refulat într-un ciclu dependent de forma şi de dimensiunile geometrice ale pompei, n p turaţia pompei. Randamentul total al pompei va fi:, (1.11) p hp mp 0 p 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 printro conductă forţată de apa acumulată într-un bazin în amonte. În cazul în care nu există un 10

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei 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. Fig. 1.9a. Turbina cu acţiune sau de impuls [1.19]. Fig. 1.9b. Turbina cu reacţiune [1.20]. 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. 11

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei 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). Tabelul 1.2. Tipuri de turbine hidraulice cu acţiune şi cu reacţiune [1.7], [1.10]. Crt. Tip Turbină Debit Înălţime Putere Randament Turaţie [m 3 /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]. 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]: 12

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei Q H, P, n, T,,, 0 f, (1.16), 0 0 unde: α 0 deschiderea palei de aparatul director, β 0 unghiul de aşezare al palelor rotorice, σ coeficientul de cavitaţie a lui Thoma. a. Turbina Kaplan. b. Turbina Francis. Fig. 1.11. Caracteristicile primare pentru turbinele hidraulice [1.14]. 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 13

1. Stocarea energiei utilizând pomparea apei 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). 14

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. Fig. 2.1. Sistem autonom de stocare a energiei eoliene. 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.

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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]. 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 turbinăgenerator. 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. 16

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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. 17

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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 (i d ), 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 H m : 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 mecanic 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. 18

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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, P i, cuprinde, în afară de puterea utilă P u, 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 η ip : ip sp mot tr, (2.2) unde: η sp al condiţiilor speciale, η m al motorului, η tr 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. 19

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei Pe măsură ce viteza vântului creşte (V) coeficientul de putere (C p ) se deplasează de-a lungul curbei A, după săgeata roşie. Chiar dacă viteza vântului creşte în continuare, C p 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]. 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 C p maxim. Curba de putere a turbinei eoliene la turaţie variabilă poate fi în concordanţă cu caracteristica de putere a pompei hidraulice, 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]. 2.2.2. 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: tot C p cv. gen. conv. mot. cv pomp, (2.3) unde: C p coeficientul de putere al turbinei, η cv randamentul cutiei de viteză, η gen randamentul generatorului electric, η conv. randamentul convertorului static, η mot. randamentul motorului electric, η pomp. randamentul pompei centrifugale. 20

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei Fig. 2.6. Schema bloc a conversiei energetice eolian hidro. 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: 0,4 0,95 0,94 0,965 0,94 0,95 0,88 0,27. (2.4) tot Fig. 2.7. Zona de randament maxim a pompei centrifugale [2.9]. 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. 21

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei Fig. 2.9. Zonele de funcţionare ale turbinei [2.18]. Viteza vântului este compusă din suma a două componente. Prima componenta 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]. 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. Tabelul 2.1. Ciclul de eficienţă al instaţiei de pompare-turbinare [2.14]. Ciclul de pompare Ciclul de turbinare Componenta Randament [%] 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 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 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]. 22

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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]. 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. 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 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. 23

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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]. Fig. 2.12. Diagrama unui ciclu săptămânal de stocare şi de consum a energiei electrice [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 %. 24

2. Stocarea energiei eoliene prin pomparea apei 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. 25

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]: da rai a ua dt db rbi b ub, (3.1) dt dc rc ic uc dt unde: r a, r b, r c rezistenţele înfăşurărilor statorice, u a, u b, u c tensiunile de fază ale înfăşurărilor statorice, Ψ a, Ψ b, Ψ c fluxurile totale statorice. i a i m u a r a ωψ a l aa l m Ψ a Ψ m i PM STATOR ROTOR Fig. 3.1. Schema echivalentă pentru o fază a MSMP. Fluxurile totale statorice se calculează cu ajutorul următoarei expresii matematice: a b c l l l l aa ab ac r lab r lac r r l lbb r lbc r l l l r bc r cc r i i a i b c PMa PMb PMc r r r, (3.2) unde: l σ inductanţa de dispersie a înfăşurării, l aa, l bb, l cc inductanţe proprii ale înfăşurărilor, l ab, l bc, l ac inductanţe mutuale ale înfăşurărilor, i a, i b, i c intensităţile curenţilor

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei din înfăşurǎrile statorice, Ψ PMa, Ψ PMb, Ψ PMc fluxurile totale ale magnetului permanent, θ r 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 90 0 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]. u s q d r i s s l i s q l i s d dis ls dt PM j r s, (3.9) 27

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei id r s l i q q l l md i md id i PM i PM i q r s l i d d l l mq i mq i q l md i PM L mq u d l d i d u q l q i q Fig. 3.2. Schema echivalentă a maşinii sincrone cu magneţi permanenţi în sistem de coordonate dq. unde: i PM curentul indus în magnetul permanent, ω pulsaţia electrică, l md, l mq inductanţele de magnetizare şi l d i d, l q i q componentele de flux, după axele modelului dq. Componenta homopolară Ψ 0 a fluxului statoric lipseşte, întrucât maşina cu magneţi permanenţi are înfăşurările statorice conectate în stea, deci Ψ 0 = 0, iar maşina este simetricǎ. Cuplul electromagnetic al GSMP este: M unde: p numărul de perechi de poli. em 3 p 2 i d d i q q, (3.10) 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. 28

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei Figura 3.3. Schema de acţionare a ansambluluii motor-pompă. Dacă componenta i d * 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]. 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 i d = 0. 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 29

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei dq [3.7], unde p este numărul de perechi de poli (ec. 3.10), construite după ecuaţiile schemei echivalente a MSMP. u u d q did rs id ld r q dt diq rs iq lq r d dt PM. (3.13) unde: u d, u q tensiunile şi l d, l q 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. 1 sl d 1 sl q 3 p 2 1 Js Fig. 3.5. Diagrama bloc a acţionǎrii MSMP în sistem de coordonate dq. i u d d s s 1 sld rs 1 sl d 1 sl r d s 1 rs sl 1 r s d. (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: Y Y d q Ka ( s) 1 st s Ka 1 st ad aq, (4.15) unde: K a constanta de amplificare, T a-d şi T a-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: 30

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei id i * d s s K id stid K 1 st 1 stid K a 1 stad 1 id 1 stid K a stid 1 id 1 sta d Kid K a, (3.16) unde: K id constanta de amplificare şi T id constanta de timp a regulatorului integrator. 1 id id stid sl d K st 1 1 iq 1 iq stiq sl q K st Fig. 3.6. Controlul buclei de curent în sistem de coordonate dq. 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. 1 stc 1 K K I 1 R s st 1 P 1 sj Fig. 3.7. Schema bloc a regulatorului de turaţie în axa q. 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 (T c ) este: K P Tc, (3.18) K I 31

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei unde: K Pω, K Iω constante de amplificare ale regulatoarelor proporţional şi integrator. Funcţia de transfer a buclei de turaţie este: * s s K 1 I KT K P s 1 stp sj K 1 I 1 KT K P st s 1 stp sj c 1, (3.19) unde: Ω şi Ω* vitezele unghiulare mecanice măsurată şi de referinţă şi T p, T c 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]. 1 stc 1 K P KI s 1 sj 1 s Fig. 3.8. Schema bloc a regulatorului de poziţie a rotorului. Ecuaţia funcţiei de transfer a regulatorului de poziţie a rotorului este: K p s s s s s K p s, (3.20) 1 s s * unde: θ şi θ* unghiurile măsurat şi de referinţă ale poziţiei rotorului, K p 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 32

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei 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). 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 redresor 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 (u RS, u RT, u ST, u SR, u TR, u TS ), prezentate în Fig. 3.10. Ȋn funcţionarea corectă a redresorului va conduce o diodă din structura M 3p cu una din structura M 3n. Componenta continuă a tensiunii la bornele redresorului trifazat (U cc ) se va calcula cu relaţia matematică (3.23). Fig. 3.10. Formele de undǎ ale redresorului [3.24]. unde: U l valoarea tensiunii de linie. u cc ( t) 2 Ul sin t,, t 6 6, (3.22) 33

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei U cc 1 /3 / 6 u cc / 6 3 2 ( t) d( t) Ul. (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 (i q ) 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 (I 1 ) nu trebuie să depăşească valoarea sa nominală, I n (Fig. 3.13). În Fig. 3.11, respectiv 3.12 sunt prezentate diagramele de fazori ale MSMP în sistem de coordonate dq. us s i u s i s i sq s L q i sq i sd s PM PM L d i sd L q i sq Fig. 3.11. Diagrama de fazori când i d = 0. Fig. 3.12. Diagrama de fazori când i d 0. 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: u e k f, (3.26) s s U 0 34

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei unde: u e tensiunea electromotoare, k constantă de proporţionalitate, Ψ s fluxul statoric (Ψ ~ u e / f s ) şi f s frecvenţa statorică, U 0 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). u e k f U. (3.27) s 3 s 0 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. 3.3.3.1. 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. 35

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei 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. Panta liniară a undei u Δ (t) asigură ca factorul de umplere d al tensiunii de ieşire u e (t) să varieze proporţional cu tensiunea de referinţă u * (t), atâta timp cât f c este suficient de mare astfel încât valoarea lui u * (t) să fie constantă pe durata intervalului de timp T c. Datorită inductanţelor de dispersie, ale înfăşurărilor motorului, care se comportă ca un filtru trece jos, curentul rezultat va fi cvasisinusoidal. Dacă constanta de timp statorică a motorului este mult mai mare decât perioada de comutaţie T c, τ s = R s /L s, 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]. 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 s a (t), s b (t), s c (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. 36

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei Tabelul 3.1. Valorile tensiunilor de fază pentru diferite stări de comutaţie ale invertorului. Stare s a s b s c u A u B u C Vectorul spaţial U Fazor 1 1 0 0 2/3 U cc -1/3 U cc -1/3 U cc 2/3 U cc U 1 2 1 1 0 1/3 U cc 1/3 U cc -2/3 U cc 2/3 U cc e jπ/3 U 2 3 0 1 0-1/3 U cc 2/3 U cc -1/3 U cc 2/3 U cc e j2π/3 U 3 4 0 1 1-2/3 U cc 1/3 U cc 1/3 U cc 2/3 U cc e jπ U 4 5 0 0 1-1/3 U cc -1/3 U cc 2/3 U cc 2/3 U cc e j4π/3 U 5 6 1 0 1 1/3 U cc -2/3 U cc 1/3 U cc 2/3 U cc e j5π/3 U 6 7 1 1 1 0 0 0 0 U 7 8 0 0 0 0 0 0 0 U 8 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 (u s ) va fi: u unde: a operatorul matematic (a = e - j*2π/3, a 2 = e - j*4π/3 ). s 2 2 ua aub a uc, (3.34) 3 Fig. 3.16. Stările de comutaţie ale invertorului. 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 U 1 şi U 2, sunt calculate astfel: 37

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei 0,5 U t U t, (3.35) T c 1 U* 1 1 2 2 t,25 m 3 T cos 3 0,5 sin, (3.36) 1 0 c1 t m,5 T sin, (3.37) 2 0 c1 t 0 Tc t t, (3.38) 0, 5 1 U CC 1 2 U * m 3, (3.39) unde: T c1 perioada de comutaţie, t 1 şi t 2 timpii de comutaţie pentru sectorul I, m factorul de modulaţie, γ poziţia fazorului de referinţă al tensiunii. t2 U 2 T 0 t U 1 1 T0 Fig. 3.17. Fazorul de tensiune [3.22]. Fig. 3.18. Modul de comutare în sectorului I. 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 t 0 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]. 38

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei Zona neliniară este delimitată din momentul când factorul m >1, iar fazorul de tensiune este mai mare decât raza cercului încris în hexagon. 3.20. Forma tensiunii de ieşire a VSI [3.22]. Fig. 3.21. Regimurile de funcţionare ale VSI [3.22]. 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 ( p cond ) şi în comutaţie ( p com ) pot fi calculate cu următoarele relaţii: T 1 med pcond uce icond r T 0 0 rms 2 icond dt, (3.48) unde: T perioada de timp, u ce căderea de tensiune colector-emitor a tranzistorului, respectiv tensiunea de prag a diodei antiparalel, i med valoarea medie a curentului de conducţie, r 0 rezistenţa dinamică a dispozitivului semiconductor şi i rms 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. 39

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei 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 (P p ) este raportul dintre puterea hidraulică (P h ) şi randamentul pompei (η p ): P P h p, (3.52) p lucrul mecanic hidraulic (L h ) al pompei ia în considerare şi o înălţime virtuală (h e ) care se adaugă la înălţimea reală (H) pentru învingerea rezistenţelor hidraulice create de curgerea lichidului prin pompă: L h h e Q H h, (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). L u Q H, h (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. H h, (3.55) H h e 40

3.Modelarea elementelor sistemului electric de stocare a energiei eoliene prin pomparea apei Datorită scăpărilor prin interstiţii şi neetanşeităţi se defineşte randamentul volumetric al pompei ca raportul dintre debitul real prin conductă (Q) şi debitul teoretic (Q v ): Q v, (3.56) Q v Din raportul lucrului mecanic util şi al lucrului mecanic total al pompei centrifugale se obţine radamentul mecanic al pompei (η p ): L i m, (3.59) Li 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 (η max = 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. 41

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. Fig. 4.1. Schema bloc din Matlab-Simulink a sistemului 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]. P mt Q QNL DTURB G r AT H, (4.1) unde: AT coeficientul de amplificare al regulatorului turbinei, H căderea, Q debitul nominal, Q NL debitul la funcţionare fără sarcină, D TURB factorul de amortizare al turbinei, G factorul de deschidere al vanei şi Δω r 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.

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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. P mp 2 30 2 r r M n n, (4.2) unde: ω r pulsaţia mecanică, M n cuplul nominal şi n turaţia; Fig. 4.3. Modelul Matlab-Simulink al pompei centrifugale. 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: i d l 1 d u d r i s d p l i dt, (4.3) r q q i q M l em 1 q, 5 u r i q s q q d p l i r q d d d PM PM dt, (4.4) 1 p i l l i, (4.5) 1 J M M M dt, (4.6) r em mec fr p dt. (4.7) el r 43

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei unde: l d, l q inductanţele din axele d şi q, r s rezistenţa înfăşurărilor statorice, p numărul de perechi de poli, i d, i q, u d, u q curenţii şi tensiunile modelului dq, Ψ PM fluxul magnetului permanent, ω r pulsaţia mecanică, M em cuplul electromagnetic, M mec cuplul mecanic, M fr cuplul de frecare, J momentul de inerţie şi θ el 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 (i d ), iar celălalt este dispus în axa transversală pentru controlul componentei active a curentului (i q ). 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 "Antiwind 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: 0.1 2, (4.8) current f c 0. 1, (4.9) speed current K pd l, (4.10) current d K pq l, (4.11) current q K id r, (4.12) current s K id K K, (4.13) iq aw unde: α current şi α speed sunt componentele regulatoarelor lăţimii de bandă şi f c este frecvenţa de comutaţie a invertorului, K pd şi K pq sunt constantele de amplificare a regulatoarelor PI din 44

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei axele d şi q ale modelului prezentat, iar K id, K iq şi K aw 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: K K pw iw J, (4.18) speed b, (4.19) current unde: K pw, K iw 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). Fig. 4.7. Blocul de tranformare de coordonate dq în αβ. 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). 45

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei Fig. 4.8. Blocul de transformare de coordonate abc în dq. 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. Fig. 4.9. Blocul de tranformare de coordonate dq în abc. 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 (V dc ) şi factorul de modulaţie asociat celor trei faze (d a, d b, d c ). Mărimile de ieşire ale blocului invertor sunt tensiunile de fază (u a, u b, u c ) şi intensitatea curentului prin circuitul de curent continuu. Fig. 4.10. Modelul Matlab-Simulink al invertorului de tensiune. 46

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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. 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. 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. 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. 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]. 47

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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). Turatia [rpm] 1000 900 800 700 600 500 400 300 200 100 MSMP 75 kw cu injectie de armonica a treia fara injectie de armonica a treia Ucc = 100 % Ucc = 83.67 % 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.16. Caracteristica turaţiei în raport cu timpul a MSMP. TAB. 4.1. REZULTATELE OBŢINUTE PENTRU MODELUL SPWM. Valori nominale Fară armonica a treia a P m U line I line U DC η f P m U DC [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. 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 U a_rms η 1 f U a_rms η 2 Δη b [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). 95 94 Ucc: 83,67 % 95 94 Randament [%] 93 92 5.5 kw 15 kw 91 30 kw 55 kw 75 kw 90 0 200 400 600 800 1000 Turatia [rpm] Fig. 4.17. Fără injecţie de armonica a treia. Randament [%] 93 92 5.5 kw 91 15 kw 30 kw 55 kw 75 kw 90 0 200 400 600 800 1000 Turatie [rpm] Fig. 4.18. Cu injecţie de armonica a treia. 48

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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. u dq u ju, (4.35) * q * d unde u d *, u q * sunt valorile de referinţă ale tensiunilor vectorului spaţial. Fig. 4.19. Descompunerea fazorului tensiunii de referinţă după fazorii adiacenţi. În Fig. 4.19 este arătată descompunerea fazorului u s după fazori adiacenţi (în sectorul I), la timpul mediu de comutaţie al vectorilor u a, u b şi u 0. Acesta din urmă reprezintă sfârşitul unui ciclu de comutare, apoi secvenţa de comutaţie va fi mutatǎ în sectorul U a şi U b dupǎ repetarea ciclului de comutaţie. Prin cunoaşterea vectorului u s, este rezolvat timpul mediu de comutaţie al vectorilor u a, u b şi u 0. 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. 4.20. Schema bloc a algoritmului logic de comandă SVPWM. 49

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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 Tensiunea de faza [V] 250 200 150 100 50 X: 30,00 Y: 125.4 X: 41.97 Y: 125.5 X: 21.57 X: 5,00 V / Hz, id = 0; Y: 20.76 Y: 20.58 V / Hz 3, id = 0. 0 0 10 20 30 40 50 Frecventa [Hz] Fig. 4.21. Caracteristiciile de turaţie ale MSMP. În Fig. 4.21. este prezentat un studiu comparativ între două caracteristici de tensiune în raport cu frecvenţa MSMP. În regimul de slăbire de flux (V/Hz 3 ), pentru aceeaşi tensiune, valoarea de referinţă a turaţiei este crescută. Randamentul total al grupului motor-pompă va creşte datorită creşterii turaţiei maşinii hidraulice. 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). Randament [%] 96 94 92 90 88 86 Randament [%] 96 94 92 90 88 86 84 V / Hz, id = 0; 84 V / Hz - pump (id=0) V / Hz 3, id = 0. V / Hz 3 - turbine (id=0) 82 300 400 500 600 700 800 900 1000 82 300 400 500 600 700 800 900 1000 Turatia [rpm] Turatia [rpm] Fig. 4.22. Randamentul MSMP în regim de Fig. 4.23. Randamentul MSMP în regim de generator pentru V/Hz şi V/Hz 3. motor şi generator pentru V/Hz şi V/Hz 3. 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 50

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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]. 96 Randament [%] 94 92 90 88 86 X: 440.5 Y: 90 În Tab. 4.3. sunt prezentate datele obţinute în programul Matlab-Simulink pentru ambele metode de slăbire de flux. X: 538.8 Y: 91.59 X: 501.3 Y: 90 X: 639.5 Y: 92.67 X: 599.7 Y: 91.58 X: 735.5 Y: 93.4 X: 700.3 Y: 92.66 X: 801 Y: 93.4 X: 833.8 X: 901 Y: 93.93 Y: 93.93 84 X: 339 X: 400.7 Y: 87.38 Y: 87.37 V / Hz, cand id < 0; V / Hz, cand id = 0; 82 300 400 500 600 700 800 900 1000 Turatia [rpm] Fig. 4.24. Randamentul MSMP ca generator. Tab. 4.3. Metode utilizate de slăbire de flux. Regim de motor (pompă) f b V a I a η f I a a Regim de slăbire de flux (turbine) [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 η a I a b η b a Prima metodă b. A doua metodă. 51

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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 ). 600 600 500 500 Turatia [rpm] 400 300 200 Turatia [rpm] 400 300 200 100 100 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.25. Caracteristica de turaţie liniară. 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.26. Caracteristica de turaţie neliniară. 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). 40 35 Tem Tm 40 35 Tem Tm 30 30 Tem, Tm [Nm] 25 20 15 Tem, Tm [Nm] 25 20 15 10 10 5 5 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.27. Caracteristicile de cuplu ale MSMP când caracteristica de turaţie impusă este liniară. 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.28. Caracteristicile de cuplu ale MSMP când caracteristica de turaţie impusă este neliniară. 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). 52

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 2500 P 2500 P 2000 Q 2000 Q P, Q [W] 1500 1000 P, Q [W] 1500 1000 500 500 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.29. Caracteristica de putere pentru 0 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.30. Caracteristica de putere pentru În caracteristica prezentul subcapitol, de turaţie liniară. "rezultatele obţinute cu programul caracteristica Matlab-Simulink de turaţie neliniară. 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. Iabc [A] Iabc [A] 8 6 4 2 0-2 -4-6 -8 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] 8 6 4 2 0-2 -4-6 ia ib ic 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. -8 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] i a i b i 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 caracteristici diferite fară a modifica direct componenta de câmp a curentului. Fig. 4.32. Intensitatea curentului statoric pentru caracteristica neliniară de turaţie. 53

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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. Uabc [V] Tab. 4.4. Sinteza rezultatelor simulărilor pentru MSMP de 2,2 kw. U / f, i d = 0; U / f 3, i d = 0; f U I P e T η f U I P e 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 0,67 250 200 150 100 50 0-50 -100-150 -200-250 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] ua ub uc Fig. 4.33. Tensiunile de fază la bornele MSMP pentru caracteristica liniară de turaţie. Uabc [V] 250 200 150 100 50 0-50 -100-150 -200-250 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] ua ub uc Fig. 4.34. Tensiunile de fază la bornele MSMP pentru caracteristica neliniară de turaţie. 54

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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. Tem, Tm [Nm] Pm [W] 5 0-5 -10-15 -20-25 -30-35 -40 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] -500-1000 -1500-2000 Fig. 4.35. Caracteristica de cuplu a GSMP. 0 Tm Tem -2500 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.36. Caracteristica de putere mecanică. Utilizând atât maşina hidraulică 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. 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. 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. 55

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 500 500 0 0 P, Q [W] -500-1000 P Q P, Q [W] -500-1000 P Q -1500-1500 -2000 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.37. Puterea activă şi reactivă absorbită de GSMP pentru caracteristica de turaţie liniară. -2000 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.38. Puterea activă şi reactivă absorbită de GSMP pentru caracteristica de turaţie neliniară. Datele obţinute în programul Matlab-Simulink sunt în concordanţă cu parametrii reali ai MSMP, care au fost determinaţi pe standul de probă. 6 6 Iabc [A] 4 2 0 ia ib ic Iabc [A] 4 2 0 ia ib ic -2-2 -4-4 -6 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.39. Intensitatea curentului statoric a GSMP pentru caracteristica liniară de turaţie. -6 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.40. Intensitatea curentului statoric a GSMP pentru caracteristica neliniară de turaţie. Uabc [V] 250 200 150 100 50 0-50 -100-150 -200 ua ub uc -250 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.41. Tensiunile de fază la bornele GSMP pentru caracteristica liniară de turaţie. 5 0 11.98 11.99 12 Uabc [V] 250 200 150 100 50 0-50 -100-150 -200 ua ub uc -250 0 2 4 6 8 10 12 Timp [s] Fig. 4.42. Tensiunile de fază la bornele GSMP pentru caracteristica neliniară de turaţie. 5 0 11.98 11.99 12 56

4. Simularea modelului autonom eolian-hidro de stocare a energiei prin pomparea apei 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 (i q ) va genera cuplu, iar componenta reactivă (i d ) 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 (i d * = 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 (i d ) fluxul generat de MP să rămână constant, la maşina asincronă este necesară o valoare de referinţă constantă pentru curentul de magnetizare (i d ) 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. 57

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]. 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 proporţionalintegrativ (PI), respectiv dispozitivele de măsură ale acţionării. 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.

5. Rezultate experimentale 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). Fig. 5.3. Schema bloc a sarcinii de balast. Fig. 5.4. Schema bloc de aliniere a rotorului. 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: u U * d cos, (5.1) u U * q sin, (5.2) unde U* este valoarea de referinţă a vectorului de tensiune iar u d, u q sunt vectorii de tensiune ai modelului ortogonal. Fiecare sector este caracterizat de ecuaţiile sale. În raport cu aceste ecuaţii sunt u q U* setaţi timpii de comutaţie ai invertorului. Comparativ cu alte moduri de control, unde principiul de funcţionare al vectorului u u d q 0 0 u d u u d q 0 0 Fig. 5.5. Modul de funcţionare a invertorului. 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 u d. 59

5. Rezultate experimentale 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 u d ṣi u q. Primul cadran este definit când u d > 0 şi u q > 0 respectiv u d < 0 şi u q > 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). Fig. 5.6. Schema bloc de acţionare implementată în programul dspace. În regim de slǎbire de flux, componenta de câmp a curentului (i d ) 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. 60

5. Rezultate experimentale 200 Tensiunea de faza [V] cos (phi) = nat. cos (phi) = 1 X: 40,73 Y: 133,6 150 100 u/f u/f 3 X: 25,44 Y: 82,45 X: 21,35 Y: 68,99 X: 20,54 Y: 66,33 X: 24,4 Y: 79,03 X: 30,62 Y: 99,64 X: 35,76 Y: 116,8 X: 34,37 Y: 112,2 X: 29,44 Y: 95,7 50 0 0 5 10 15 20 25 30 Frecventa [Hz] X: 39,28 Y: 128,7 X: 46,01 Y: 128,7 X: 46,58 X: 43,96 Y: 133,6 Y: 112,2 X: 44,55 X: 41,68 Y: 116,8 Y: 95,71 X: 42,25 X: 39,04 Y: 99,65 X: 36,72 Y: 79,02 X: 39,62 Y: 66,32 Y: 82,45 X: 37,24 Y: 68,98 35 40 45 50 Fig. 5.8. Caracteristicile tensiune-frecvenţă ale MSMP. 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. Fig. 5.9. 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). 61

5. Rezultate experimentale f [Hz] I a [A] cosφ nat cosφ nat I a [A] cosφ 0,9 I a [A] cosφ 0,95 I a [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 Tab. 5.1. Valorile curenţilor pentru diferite valori ale lui cosφ. 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. În regimul de slăbire de flux, MSMP poate funcţiona pe diferite caracteristici tensiunefrecvenţă (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. 95 90 85 Randament [%] 80 75 70 cos(phi) = 0.9 65 cos(phi) = 0.95 cos(phi) = 1 cos(phi) = natural 60 20 25 30 35 40 45 50 Frecventa [Hz] Fig. 5.13. Randamentul MSMP în raport cu frecvenţa tensiunii de alimentare. 62

5. Rezultate experimentale 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. 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 curenţilor I a, I b, I c, respectiv ale Fig. 5.14. Standul experimental pentru MSMP de 4,5 kva. tensiunilor de faza U an, U bn, U cn sunt măsurate pentru MSMP conectată în stea. Pentru generatorul asincron conectat în triunghi care realizează cuplul rezistent s-au achiziţionat tensiunile de fază U an, U bn, U cn respectiv curentul de linie I a_asin. Valorile de turaţie, n [rpm] şi de cuplu, Tm sunt comune pentru ambele MSMP. Modificând componenta reactivă a intensităţii curentului, până la factor de putere unitar, intensităţile curenţilor prin înfăşurările MSMP scad cu aproximativ 650 ma. Acest 63

5. Rezultate experimentale lucru conduce la creşterea randamentului MSMP cu 5,56 %, respectiv al grupului motorpompă centrifugală. Fig. 5.15 a. Semnale achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz la cosφ natural. 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 b. Semnale achiziţionate la frecvenţa de 20 Hz la cosφ unitar. 64