Conducător de proiect: SC ICPE-ME S.A. Bucureşti

SECŢIUNEA 1 RAPORTUL ŞTIINŢIFIC ŞI TEHNIC

(RST)

Contract 22-119/2008 SISTEM COMPLET DE CONVERSIE A ENERGIEI EOLIENE DE 200 kW

LA 33 ROT/MIN CU CONECTARE LA SISTEMUL ENERGETIC

ETAPA DE EXECUTIE NR. 1 Etapa I – Studiu tehnic privind situatia pe plan mondial si analiza

solutiilor tehnico-constructive posibile pentru conversia energiei eoliene

Termen 27 Februarie 2009

Cuprins:

1. Introducere si formularea problemei 2. Obiectivele generale ale proiectului 3. Obiectivele etapei curente de executie 4. Rezumatul etapei (maxim 2 pagini) 5. Descrierea stiintifica si tehnica, cu punerea in evidenta a rezultatelor etapei si a gradului de realizare a obiectivelor 5.1. Studiu privind situatia pe plan mondial si analiza solutiilor tehnice

posibile pentru conversia energiei eoliene cu generatoare sincrone cu magneti permanenti si cuplare directa la motorul eolian (Activitatea I.1 din planul de realizare)

5.2. Stabilirea temelor de proiectare si a conditiilor de interfata intre subsistemele componente (Activitatea I.2 din planul de realizare)

6. Concluzii de etapă 7. Bibliografie generala 8. Anexe 8.1. Studiu privind situatia pe plan mondial si analiza solutiilor tehnice

posibile pentru turbine eoliene (P3-ROMSERV) 8.2. Studiu privind situatia pe plan mondial si analiza solutiilor tehnice

posibile pentru invertoare specifice sistemelor eoliene cu conectare la retea (P1-SAERP)

8.3. Elaborarea studiului privind modelarea mecanica si electromagne-tica a solutiilor de generator sincron lent (UPB-ECEE)

8.4. Indicatorii de rezultat generali si specifici pentru etapa raportata 8.5. Procesele verbale de avizare si receptie a lucrarilor

Contract 22-119/2008

SISTEM COMPLET DE CONVERSIE A ENERGIEI EOLIENE DE 200 KW LA 33 ROT/MIN CU CONECTARE LA SISTEMUL ENERGETIC

Etapa de executie Nr. 1

Studiu tehnic privind situatia pe plan mondial si analiza solutiilor tehnico-constructive posibile pentru conversia energiei eoliene

1. Introducere si formularea problemei

Prezenta lucrare răspunde cerinţelor formulate in planul de realizare al lucrărilor etapei I a contractului 22-119/2008 din programul PNCDI II (Parteneriate in domenii prioritare, Domeniul 2, “Energie”), contract care are ca obiectiv general efectuarea de cercetări cu referire la proiectarea, simularea, realizarea şi testarea în regim de model experimental a unui sistem complet de conversie a energiri eoliene de 200 kW având un generator sincron lent, cu magneţi permanenţi, cuplat direct la arborele unui motorul eolian (turbină tri-pala) şi un invertor static în vederea creării condiţiilor necesare şi suficiente cuplării la sistemul energetic.

In vederea dezvoltării lucrărilor de cercetare, în cadrul parteneriatului format, conducătorul de proiect – ICPE-ME urmează sa abordeze în principal aspectele specifice ale generatorului sincron cu magneţi permanenţi şi cuplare directă, ICPE-SAERP (partenerul P1) urmează să abordeze problemele conexe invertorului comandat şi filtrelor necesare conectării la reţea iar partenerul P3, ROMSERV urmează să abordeze problemele conexe stâlpului de susţinere, nacelei şi motorului eolian împreună cu elementele de control azimutal (pentru orientare în vânt) şi al pasului elicei (pentru controlul puterii şi protecţie mecanică la suprasarcini). Partenerul P2, Universitatea POLITEHNICA Bucureşti este asociat în cercetare în legătură cu analiza electromagnetică nelineară conexă proiectării generatorului sincron cu magneţi permanenţi şi cu testarea experimentală a sistemului în ansamblu.

În prezenta etapă urmează să se iniţializeze lucrările de cercetare prin elaborarea unui studiu tehnic privind situaţia pe plan mondial şi analiza solutiilor tehnice posibile pentru conversia energiei eoliene cu generatoare sincrone cu magneti permanenti si cuplare directa la motorul eolian (Activitatea I.1 din planul de realizare) precum şi prin stabilirea temelor de proiectare si a conditiilor de interfata intre subsistemele componente (Activitatea I.2 din planul de realizare).

In cadrul acestui studiu urmează a se face o trecere în revistă a principalelor realizări pe plan naţional şi mondial în domeniul proiectului şi în gama de puteri care se propune a fi realizată cu referire atât la literatura tehnică de specialitate cât şi a literaturii de brevete. Urmează a fi prezentate şi interpretate principalele intercondiţionări existente între elementele sistemului şi modalităţile avute în vedere pentru realizarea conectării sistemului la reţea şi reglajele necesare pentru asigurarea, pe de o parte, a preluării energiei mecanice a vântului cu eficienţă cât mai bună, dar şi pentru asigurarea condiţiilor de transfer optim al puterii electrice convertite în reţeaua energetică de joasă tensiune.

În ultima parte a lucrării, ca urmare a studiului tehnic, sunt prezentate principalele elemente de proiectare sub forma unei teme generale de proiectare a sistemului eolian şi a subtemelor de proiectare corespunzătoare fiecărui subsistem (motor

RST/etapa 1/p.2

eolian, generator sincron lent cu magneţi permanenţi şi cuplare directă, invertor static de frecvenţă, stâlp, nacelă, sisteme de comandă şi control).

2. Obiectivele generale ale proiectului

Obiectivul general al proiectului este creşterea competitivităţii C-D româneşti în domeniul conversiei energiei din resurse regenerabile (eolian), prin identificarea şi punerea în valoare a unui parteneriat cu competenţă în acest domeniu prioritar, cu concretizare în dezvoltarea de produse şi tehnologii inovative de mare complexitate, precum şi crearea mecanismelor nu doar de implementare a fabricaţiei dar şi a promovării în utilizare în zone propice.

Astfel formulat, obiectivul general al proiectului este în directă legătură cu obiectivul programului, respectiv al direcţiei de cercetare, anume “Creşterea comptizate în tehnologii, produse şi servicii inovative pentru rezolvarea unoretitivităţii CD prin stimularea parteneriatelor în domeniile prioritare, concre probleme complexe şi crearea mecanismelor de implementare“.

De asemenea, se au în vedere următoarele obiective asociate:

- Creşterea competenţei tehnologice şi promovarea transferului de cunoştinţe şi tehnologii în domeniul energiei, în condiţii de calitate, siguranţă in alimentare, cu respectarea principiului dezvoltării durabile;

- Crearea de produse, procese şi tehnologii curate;

- Dezvoltarea de noi materiale, produse şi procese cu înaltă valoare adăugată;

În ceea ce priveşte directia specifică de cercetare 2.1 “Sisteme şi tehnologii energetice durabile; securitatea energetică”, prin tematicile de cercetare specifice se au în vedere în cadrul proiectului promovarea unei structuri de resurse energetice primare, cu accent pe utilizarea surselor regenerabile, de natură să mărească competitivitatea şi securitatea alimentării (2.1.2.), creşterea eficienţei energetice pe întregul lanţ energetic, cu accent deosebit pe reducerea pierderilor de energie (2.1.3) şi promovarea tehnologiilor energetice curate, a măsurilor de protecţie a mediului şi a reducerii emisiilor de gaze cu efect de seră (2.1.4). Pentru o mai clară identificare a obiectivelor proiectului şi a modului de realizare a acestora se prezintă succint în continuare o detalierea etapelor şi a activităţilor în corelaţie cu obiectivele propuse.

Aşa cum rezultă din descrierea proiectului, acesta este unul cu o finalitate exprimată clar şi fără echivoc, realizarea unui sistem complet de conversie a energiei eoliene de 200 kW, într-o locaţie cunoscută, pe un teren amplasat pe dealurile din satul Săbed judeţul Mureş, aparţinând partenerului ROMSERV. Din acest motiv etapele şi activităţile sunt definite explicit şi cu claritate în planul de realizare al proiectului. Mai mult, dată fiind urgenţa ca în România să existe implementată o fabricaţie de sisteme eoliene, proiectul nu reclamă durata maximă permisă de pachetul programului ci se concentrează astfel încât sistemul să fie finalizat până la mijlocul anului 2011 adică în aproximativ 30 de luni de la demarare. Etapele avute în vedere sunt următoarele: Etapa I – Studiu tehnic privind situaţia pe plan mondial şi analiza soluţiilor tehnico-constructive posibile pentru conversia energiei eoliene (durata 5 luni), are în vedere activităţi de iniţializare a cercetării care inevitabil trebuie să se bazeze pe o documentare temeinică, studierea soluţiilor cunoscute (atât cât pot fi cunoscute date fiind secretele de firmă). În cadrul etapei sunt prevăzute două activităţi:

RST/etapa 1/p.3

Activitate I.1 Studiu privind situaţia pe plan mondial şi analiza soluţiilor tehnice posibile pentru conversia energiei eoliene cu generatoare sincrone cu magneţi permanenţi şi cuplare directa la motorul eolian (durata prevăzută 4 luni) Activitate I.2 Stabilirea temelor de proiectare şi a condiţiilor de interfaţă reciproce, atât pe partea mecanică (între motorul eolian şi generatorul sincron lent) cât şi pe partea electrică (între generator şi invertor, respectiv între invertor şi reţea), între subsistemele componente, respectiv între partenerii care urmează să proiecteze şi să realizeze componentele ( durata prevăzută 1 lună). Etapa II - Elaborarea proiectelor de execuţie pentru modele experimentale, inclusiv SDV-uri de realizare şi/sau testare experimentală componente şi subansamble (durata 8 luni), are în vedere realizarea documentaţiilor complete de execuţie pentru toate subansamblele sistemului, cu respectarea temelor de proiectare şi a condiţiilor de legătură. Acolo unde este cazul se consideră în această etapă nu doar proiectarea componentelor dar şi a acelor SDV-uri minimale care sunt obligatorii pentru realizarea fizică la nivel de model experimental. Se exemplifică prin matriţele de decupare tole pentru sistemul magnetic segmentat al generatorului sincron lent, echipamentul de testare experimentală a acestuia care trebuie să prevadă posibilitatea antrenării lui la 33 rpm în laborator, deci un reductor de turaţie cu raportul aproximativ 70-80:1 şi amenajări cu aspect de construcţii-montaj în locaţia unde se va asambla pentru asigurarea condiţiilor de realizare şi montaj a subansamblelor care conţin magneţi permanenţi încorporaţi. În ceea ce priveşte proiectarea construcţiei stâlpului, se subînţelege că în această etapă partenerul ROMSERV va face diligenţele în vederea obţinerii autorizaţiei de construcţie. Trebuie precizată contribuţia partenerului UPB-ECEE în toate etapele derulării proiectului dar cu precădere în etapa de proiectare având în vedere necesitatea unor calcule detaliate a performanţelor generatorului sincron prin metode numerice şi software de ultimă oră bazate pe analiza neliniară a problemei de câmp electromagnetic prin elemente finite în vederea caracterizării soluţiei finale. Etapa III – Realizare obiecte fizice la nivel de model experimental (generator sincron lent, invertor, motor eolian, stâlp cu accesorii), (durata 9 luni), urmează să fie, probabil, etapa cea mai dificilă a proiectului prin densitatea de activităţi. Succesul ei va depinde de rigoarea şi completitudinea cu care vor fi fost rezolvate problemele de proiectare din etapa anterioară şi de modul cum au fost anvizajate problemele tehnice ale proiectării. Fiecare dintre parteneri urmează să realizeze (activitatea III.1) partea de componente care îi revin prin plan, anume ROMSERV va realiza motorul eolian şi partea de construcţie (stâlp, nacelă), ICPE-ME va realiza generatorul sincron lent cu magneţi permanenţi iar SAERP va realiza invertorul trifazat care să permită cuplarea la reţea. În partea a doua a lucrărilor de etapă (activitatea III.2) urmează ca fiecare din cele trei componente principale să fie testate, în baza condiţiilor tehnice stabilite şi prin procedurile definite, în condiţii de laborator. Etapa IV –Amplasare în obiectiv, asamblare componente şi teste funcţionale de punere în funcţiune (generator sincron lent, invertor, motor eolian, stâlp cu accesorii), durata 6 luni, reprezintă a altă etapă dificilă care presupune deplasarea echipamentelor componente, asamblarea şi testarea în locaţia finală, punere în funcţiune cu experimentări şi elaborarea concluziilor finale. Este etapa care urmează să valideze munca întregului colectiv de cercetare şi realizare şi să conducă la concluzia posibilităţii de fabricaţie viitoare a echipamentelor de conversie a energiei eoliene de mare putere în România. Etapa are şi rolul demonstrării şi validării soluţiilor tehnice elaborate.

RST/etapa 1/p.4

Cu referire la rezultatele ştiinţifice şi tehnice cu caracter de premieră naţională care sunt aşteptate să se regăsească la finalizarea proiectului, acestea vor fi localizate în fiecare din componentele sistemului, astfel: a). Motorul eolian (P3-ROMSERV),în construcţie tripală din materiale compozite din fibre carbonice pe butuc central din oţel, cu echipament de acţionare automată a unghiului de atac în funcţie de turaţie, diametrul rotorului de circa 30 m, viteza maximală periferică 60 m/sec. Problemele S/T de rezolvat sunt de natură aerodinamică, rezistenţa materialelor, automatizarea reglării turaţiei şi autoprotecţie în caz de viteză de vânt peste limita prescrisă. b). Generatorul sincron lent de 200 kW la 33 rpm (CO-ICPE-ME), cu magneţi permanenţi, diametru interior/exterior estimat la 1,95/2,30 m, construcţia miezului statoric din segmente de tole. Problemele S/T de rezolvat se referă la dimensionarea corectă, pe baza metodelor FEM de analiză a câmpului electromagnetic (P2-UPB-ECEE), realizarea unei combinaţii de număr de crestături/număr de poli astfel încât cuplurile de agăţare reluctante să fie minimizate pentru demararea la viteze cât mai mici ale vântului, verificarea structurii mecanice, cu considerarea solicitărilor reale statice şi dinamice (masa butucului şi a sistemului de pale este estimată la 3,5 tone) şi studierea comportării la din punct de vedere al vibraţiilor la forţele excitatoare reale. c). Echipamentul de redresare împreună cu Invertorul pentru debitare în reţea cu transformator de adaptare (P2-SAERP), inclusiv sistemul de automatizare şi comandă a unghiului de deschidere a supapelor electronice pentru adaptarea puterii preluate funcţie de viteza vântului şi deci de puterea disponibilă a motorului eolian, totul realizat într-o construcţie compactă în vederea reducerii la maximum a maselor care trebuie suportate de stâlpul de susţinere (masa nacelei cu generator şi invertor estimate la 7,5 tone). d). Stâlpul de susţinere (P3-ROMSERV), construcţie rotundă, conică, din beton armat, tehnologie de turnare continuă cu cofraj glisant.

3. Obiectivele fazei (etapei) curente de executie

În prezenta etapă urmează să se iniţializeze lucrările de cercetare prin elaborarea unui studiu tehnic privind situatia pe plan mondial si analiza solutiilor tehnice posibile pentru conversia energiei eoliene cu generatoare sincrone cu magneti permanenti si cuplare directa la motorul eolian (Activitatea I.1 din planul de realizare) precum şi prin stabilirea temelor de proiectare si a conditiilor de interfata intre subsistemele componente (Activitatea I.2 din planul de realizare).

In cadrul acestui studiu urmează a se face o trecere în revistă a principalelor realizări pe plan naţional şi mondial în domeniul proiectului şi în gama de puteri care se propune a fi realizată cu referire atât la literatura tehnică de specialitate cât şi a literaturii de brevete. Urmează a fi prezentate şi interpretate principalele intercondiţionări existente între elementele sistemului şi modalităţile avute în vedere pentru realizarea conectării sistemului la reţea şi reglajele necesare pentru asigurarea, pe de o parte, a preluării energiei mecanice a vântului cu eficienţă cât mai bună, dar şi asigurarea condiţiilor de transfer optim a puterii electrice convertite în reţeaua energetică de joasă tensiune.

În ultima parte a lucrării, ca urmare a studiului tehnic, sunt prezentate principalele elemente de proiectare sub forma unei teme generale de proiectare a sistemului eolian şi a subtemelor de proiectare corespunzătoare fiecărui subsistem (motor eolian, generator sincron lent cu magneţi permanenţi şi cuplare directă, invertor static de frecvenţă, stâlp, nacelă, sisteme de comandă şi control).

RST/etapa 1/p.5

4. Rezumatul fazei (maxim 2 pagini) Prezenta lucrare răspunde cerinţelor aferente primei etape a proiectului 22-119 (Sistem complet de conversie a energiei eoliene de 200 kw la 33 rot/min cu conectare la sistemul energetic) cu referire la elaborarea studiului preliminar privind realizari existente pe plan national si mondial in domeniul proiectului precum si definitivarea temelor de proiectare a sistemului complet si a principalelor subansamble astfel incat sa fie definite conditiile de interfata intre ele.

Studiul tehnic elaborat, cu referire la motorul eolian, generatorul sincron lent, invertorul interconectat cu reteaua, partea de structura (stalp, nacela, sisteme de control) a pus in evidenta cel putin urmatoarele elemente considerate ca realizari de etapa:

4.1. Exista posibilitatea tehnica de realizare in tara, in cadrul proiectului, a unui sistem eolian complet de 200 kW/33 rpm care, montat intr-o locatie definita sa produca energie electrica trimisa in reteaua de joasa tensiune la parametri de calitate necesari conform reglementarilor in vigoare

4.2. Pentru aceasta, motorul eolian va fi realizat sub forma unei turbine eoliene tripale din fibra de sticla si carbon armata cu un diametru exterior al rotorului de aproximativ 30 m, montajul in butucul turbinei avand prevazut sistemul de control al pasului elicei (pitch control) in vederea adaptarii necesare intre viteza vantului si puterea mecanica efectiv convertibila. Fibra de sticle şi carbon, material care se găseşte şi prelucrează uşor, are avantajul ca are proprietatile mecanice neceare, inclusiv sub aspectul protecţiei împotriva coroziunii (cu importanţă majoră în aplicaţiile „off shore” dar nu numai)

4.3. Turbina eoliana este cuplata direct cu un generator sincron lent cu magneti permanenti de joasa turatie (low speed, direct drive) astfel incat urmeaza sa fie evitata utilizarea unui multiplicator de turatie care se practica in unele aplicatii. Avantajul cuplarii directe consta pe de o parte in eliminarea din lantul cinematic a unui echipament complex, pretentios si scump, necesitand intretinere periodica, iar pe de alta parte in cresterea eficientei energetice astfel incat o mai mare parte din energia eoliana poate fi convertita in energie electrica. Trebuie mentionat ca un avantaj colateral dar nu lipsit de importanta eliminarea zgomotului multiplicatorului realizat cu roti dintate.

4.4. Pentru injectarea puterii electrice in reteaua de joasa tensiune urmeaza sa fie proiectat si realizat un invertor comnadat, sincronizat cu reteaua, cu elemente semiconductoare de tip IGBT, avand in circuitul intermediar un echipament de tip chopper ridicator, necesar compensarii variatie tensiunii date de generatorul sincron pe de o parte datorita variatiei de turatie (ca urmare a vitezei variabile a vantului) respectiv datorita sarcinii (puterea trimisa in retea). Controlul deschiderii supapelor electronice ale invertorului se va face printr-o bucla de reglare cu elemente de intrare viteza vantului si vitaza de rotatie a turbinei eoliene, proportionala cu frecventa marimilor electrice ale generatorului sincron.

RST/etapa 1/p.6

4.5. Stalpul ca parte esentiala a constructiei urmeaza sa fie realizat intr-o structura circulara, din beton armat ridicat prin tehnologia cofrarii glisante, cu scara interioara de einspectare a nacelei si echipamemntelor de la partea superioara. Stalpul urmeaza sa fie prevazut in etapa de montaj cu propriile sisteme de ridicare care sa permita ridicarea si montarea motorului eolian si a generatorului sincron.

4.6. La parterul stalpului sau in imediata vecinatate urmeaza sa fie amplasate echipamentele statice (invertorul, filtrele, eventual transformatorul de adaptare precum si sistemele de conectare si de protectie), legatura electrica dintre generatorul sincron si invertor fiind asigurata prin cablu trifilar coborator prin interiorul stalpului de sustinere.

4.7. Tema de proiectare generala a sistemului si sub-temele care au condus la asamblarea acesteia au fost elaborate in baza analizei stadiului national si mondial la nivelul de informatii si cunostinte existent la momentul de fata, urmand ca anumite elemente de determinare si/sau corectare sa fie avute in vedere, de comun acord pe parcursul proiectarii si realizarii intre partenerii participanti la proiect.

4.8. În etapa următoare a lucrării de cercetare (2009) se vor demara activitatile de proiectare a componentelor sistemului si a dispozitivelor necesare realizarii fizice a acestor componente, si se vor demara actiunile de achizitie a echipamentelor necesare realizarii fizice a sistemului eolian.

RST/etapa 1/p.7

5. Descrierea ştiinţifică şi tehnică, cu punerea în evidenţă a rezultatelor fazei şi gradul de realizare a obiectivelor etapei

5.1. Studiu privind situatia pe plan mondial si analiza solutiilor tehnice posibile pentru conversia energiei eoliene cu generatoare sincrone cu magneti permanenti si cuplare directa la motorul eolian (Activitatea I.1 din planul de realizare)

5.1.1. Introducere si formularea problemei

Se poate vorbi de utilizarea energiei vantului inca din cele mai vechi timpuri. In prezent, tehnologia utilizarii energiei vantului a ajuns la standarde inalte.

Istoria acestei tehnologii a consemnat construirea pana in secolul trecut a cateva sute de mii de mori de vant in Europa. In America (in partea de vest), la inceputul secolului 20 au aparut turbinele de vant cu pale din otel, utilizate in special pentru pomparea apei. Incepand cu 1920, sisteme moderne de vant pentru generarea electricitatii au fost cercetate si construite pe baza unor studii aerodinamice noi. In prezent, se observa o crestere a intersului pentru aceasta tehnologie de exploatare a energiilor regenarabile.

Energie eoliană este generată prin transferul energiei vantului unei turbine eoliene. Vanturile se formează datorită incalzirii neuniforme a suprafetei Pamantului de catre energia radiată de Soare care ajunge la suprafaţa planetei noastre, in fond energia eoliana are la baza energia solara. Aceasta incalzire variabila a straturilor de aer, produce zone de aer de densitati diferite, fapt care creează diferite miscari ale aerului. Energia cinetica a vantului poate fi folosita la antrenarea elicelor turbinelor, care sunt capabile de a genera electricitate.

Energia vantului reprezinta una din alternativele energetice care pot asigura pentru zonele in care viteza vantului este cuprinsa intre 7–12m /s, costuri ale kilowatorei de ordinul de marime a celor obtinute in centralele clasice pe carbune sau combustibil lichid. Daca in anul 2001, Europa dispunea de cca 24000 MW instalati din care numai Germania reprezenta 9000, in 2003 aceasta tara ajunsese la 12000-13000 MW pentru a ajunge dupa prognozele oficiale la cca 24000 MW din totalul instalatiilor care vor functiona in Europa cifrate la 40000 MW in anul 2010.

Majoritatea turbinelor produc energie 25% din timp, acest număr crescand iarna, cand vanturile sunt mai puternice.

In anul 2000, in intreaga lume s-au instalat noi sisteme eoliene de circa 3900 MW, ceea ce a condus la o majorare a cantitatii de energie electrica produsa eolian cu 35 %. In urmatorii 8 ani a fost instalata o putere de 110.000 MW in centralele eoliene. Daca acestea s-au dezvoltat pe zonele de coasta, in prezent tendinta este de a construi unitati in interiorul continentelor pentru a furniza energie pentru mii de gospodarii, ferme si mici intreprinderi.

Energia eoliana poate constitui cel mult o sursa auxiliara de energie; ea nu prezinta perspective pentru solutionarea problemei globale energetice deoarece pe glob, cu tehnologiile actuale, nu exista atatea zone cu vanturi care sa acopere intregul necesar energetic pamantesc.

RST/etapa 1/p.8

5.1.2. Potential si aplicatii

In prezent, mai mult de 20.000 de turbine eoliene sunt in functiune pe glob, cu o putere totala mai mare de 1,4 GW.

Mari parcuri eoliene cu mii de generatoare in functionare sunt in California, favorizate de conditiile naturale ideale, sustinute de stat prin impozitarea beneficiilor.

O mica turbina (20 kW, rotor cu diametrul de 10 m) livreaza anual aproximativ 18.000 kWh energie electrica daca viteza medie a vantului este de 4m/s, cresterea fiind la 48.000 kWh anual pentru o medie a vitezei vantului de 6m/s.

Tarile cu lungi coaste marine cum ar fi Marea Britanie si Danemarca poseda un inalt potential de conservare a energiei eoliene.

Pentru locurile in care conditiile sunt foarte favorabile (perioade de timp indelungate cu viteze mari ale vantului) , utilizarea energiei vantului poate fi o solutie viabila economic in prezent, pretul de obtinere al acesteia fiind comparabil cu pretul energiei conventionale.

Tabelul 4.1 Dependenta dintre energia produsa si dimensiunile turbine, respectiv

viteza vantului

Pentru costuri de investitie de 1,250 €/ kW la o instalatie de 250 kW, in prezent, pretul electricitatii poate fi de 0,07 pana la 0,13 €/ kWh, depinzand de conditiile locale (potentialul eolian).

In conditiile in care costurile de investitie pot fi reduse, costul electricitatii produse poate scadea chiar si mai mult.

5.1.3. Aspecte de mediu. Avantaje si dezavantaje

Producerea de energie electrică prin forţa vantului se face fara emanatie de compusi chimici si deci elimina poluarea atmosferei produsa de combustibilii fosili si nucleari.

RST/etapa 1/p.9

Posesorii de sisteme energetice bazate pe resurse regenerabile (eoliana) nu trebuie sa fie ingrijorati de schimbarile potentiale globale ale climatului generate de excesul de CO2 si alte gaze poluante. Sistemul energetic eolian nu genereaza CO2 in atmosfera.

Utilizarea energiei eoliene este foarte atractiva pentru generarea de electricitate; aceasta tehnologie nu este sofisticata, nu este poluanta, iar potentialul de aplicare este foarte inalt in multe locuri de pe suprafata pamantului.

Aceasta tehnologie s-a dovedit a fi viabila si din punct de vedere economic, in cele mai multe cazuri pretul de productie fiind comparabil cu pretul energiei obtinute din surse conventionale sau in anumite cazuri sub acest pret.

Cercetarea si dezvoltarea privind constructia sistemelor a fost focalizata pe turbine pentru toate categoriile de putere.

Principalele dezavantaje ale producţiei de energie electrică din sursă eoliană:

- turbinele produc "poluare vizuală"; - turbinele produc "poluare sonoră"; - turbinele afectează mediul si ecosistemele din împrejurimi; - turbinele necesită terenuri mari virane pentru instalarea lor; - la puteri instalate mici necesită stocarea energiei electrice in baterii de acumulatoare, rezultand costuri mai ridicate; - la viteze mici ale vîntului turbinele sunt ineficiente.

Argumente împotriva acestor neajunsuri sunt - turbinele moderne de vânt au o apariţie atractivă stilizată; - masinile omoară mai multe păsări pe an decât turbinele eoliene; - alte surse de energie, precum generarea de electricitate folosind cărbunele, sunt cu mult mai dăunătoare pentru mediu, fiindcă creează poluare si asistă efectul de seră; - fluctuatiile mari in livrarea de enegie electrică pot fi compensate prin combinarea cu alte generatoare ; de exemplu: un sistem hibrid constand din vant/ biogaz/ fotovoltaic poate fi o buna solutie.

5.1.4. Situatia in Romania

Romania nu este o tara care beneficiaza de zone geografice in care viteza vantului sa fie ridicata, totusi se evidentiaza cateva regiuni in care numarul de ore in care exista viteze ale vantului mai mari de 4 m/s si depasind 5000 de ore annual, localizate in zona litoralului, Semenicului, Maramures sau arcul Carpatic.

Ne aflăm destul de departe de U.E. în domeniul energiei curate. În Europa există 34 000 MW instalaţi în turbine eoliene, care produc aproximativ 70 TWh, în timp ce în România sunt în funcţiune 900 kW.

De asemenea, în ceea ce priveste energia eoliană, doar parcul industrial de la Ploiesti beneficiază de energie electrică furnizată de turbina eoliană cu putere de 660 kW amplasată în apropiere.

Centralele electrice eoliene pot fi utilizate pe diverse tipuri de reţele

- reţea centrală – prin conectarea la reteaua nationala de electricitate ; frecvent sunt combinate mai multe turbine formand astfel parcuri eoliene.

- reţea izolată (autonoma sau insulara) – când se produce energie electrică pentru un singur consummator;

RST/etapa 1/p.10

- reţea închisă – câmd generatorul eolian se integrarează intr-o mica retea impreuna cu alte surse: generatoar fotovoltaic, generator diesel, etc.

Centralele eoliene - convertoarele eoliene, se pot clasifica după puterea debitată:

- convertoare de putere mica: 10 – 50 kW ; diametru rotor: 1 – 16 m - convertoare de putere medie: 50 – 500 kW; diametru rotor: 16 -45 m; - convertoare de putere mare: 500 – 5000 kW, diametru rotor: 45 –130m

5.1.5. Elementele componente ale instaliei eoliene

Elementele lanţului de conversie electromecanica a energiei vantului sunt de mai multe tipuri. Totuşi, anumite elemente se regăsesc întotdeauna în lanţul de conversie, cum ar fi:

- o turbină eoliană; - un generator electric (monofazat sau trifazat); - un dispozitiv de interconectare, ce realizează conectarea generatorului la reţeaua de distribuţie sau la o sarcină izolată.

Structura generală a unui sistem de conversie a energiei eoliene

Cu titlu informativ, maşinile cele mai utilizate pentru realizarea eolienelor sunt cele asincrone cu rotorul în scurtcircuit (aproximativ 90% în 1997, 60% în 2001). Se observă insa o puternică tendinţa de scădere a ponderii acestora (mai ales in favoarea masinilor sincrone a caror excitatie este asigurata de magneti permanenti, de mare energie, din pamanturi rare).

Motorul eolian face obiectul unui studiu de sine statator care este prezentat in anexa 1 la prezenta lucrare. In acest paragraf sunt prezentate totusi unele aspecte cu caracter de clasificare generala.

RST/etapa 1/p.11

Turbinele de vant moderne se impart in doua mari categorii:

- Turbine cu ax orizontal; - Turbine cu ax vertical.

Configuraţii de turbine

a. Turbinele cu ax orizontal

In prezent, cele mai utilizate turbine sunt turbinele cu ax orizontal.

Exista doua tipuri principale de turbine cu ax orizontal, si anume turbine cu trei pale si turbine cu doua pale.

De asemenea, exista turbine cu o singura pala, care cu toate ca au un pret mult mai scazut decat celelalte tipuri de tubine, nu sunt foarte cautate pe piata din urmatoarele motive:

- necesita o viteza a vantului mai mare pentru a produce aceeasi energie ca turbinele cu trei pale;

- design complex datorita necesitatii modificarii pozitionarii rotorului;

- produc "poluare vizuală" - adică, au o apariţie neplăcută - si de asemenea produc "poluare sonoră".

b. Turbine cu ax vertical

Realizarea unor tipuri de turbine cu ax vertical a fost vazuta ca o alternativa la solutiile standard, fiind posibila utilizarea chiar si in cazul sistemelor mici. O astfel de turbina nu are multiplicator de turaţie si opereaza la o viteza de rotatie mica, fiind de asemenea rezistenta la viteze mari ale vantului.

Principalele avantaje ale turbinei cu ax vertical sunt:

• Generatorul si alte elemente funcţionale pot fi plasate pe pamant, astfel prezenta turnului nu mai este esentiala;

• Nu este necesar un mecanism lateral pentru a directiona rotorul impotriva vantului.

Principalele dezavantaje sunt:

RST/etapa 1/p.12

• Viteza vantului este foarte mica la nivelul pamantului, deci, cu toate ca prezenta turnului nu este esentiala, vitezele vantului vor fi foarte mici in partea inferioara a rotorului;

• Pe ansamblu, eficienta turbinelor cu ax vertical nu este impresionanta;

• Masina nu porneste sigură ; de exemplu, turbina Darrieus are nevoie de un impuls pentru a porni.

Insulele Magdalen Canada Turbina de tip Darrieus

Derivate ale turbinei Darrieus.

Giromill Cycloturbine

Turbine de tip Savonius

Gateshead, England

RST/etapa 1/p.13

5.1.6 Masina electrica de conversie mecano-electrica a energiei (generatorul electric) este un element extrem de important al sistemului eolian, el defineste cu pondere importanta performantele intregului sistem. Asigurarea posibilitatii de conectare la retea a sistemului eolian se face in mod diferit in functie de tipul masinii electrice convertoare.

Maşinile sincrone cu rotor bobinat (cu excitaţie electrică) şi-au sporit, de asemenea, ponderea. Ele reprezentau puţin peste 5% în 2001.

În cazul maşinilor sincrone clasice şi asincrone cu rotorul în scurtcircuit, viteza de rotaţie depinde direct şi strict de frecvenţa curenţilor ce parcurg înfăşurările statorice.

Pentru ca frecventa tensiunii electromotoare indusa sa fie constanta, maşina sincronă trebuie sa fie antrenata strict cu viteză fixă.

Sistemele eoliene neconectate la reţea funcţionează în mod autonom, alimentand sarcini izolate, ce au eventual, unul sau mai multe grupuri electrogene în tampon. Pentru acest tip de configuraţie, utilizarea unui sistem de stocare prezintă un interes deosebit, mai ales în absenţa grupurilor electrogene, pentru situaţia cand vantul este slab.

Utilizarea bateriilor de acumulatoare reprezintă o soluţie pentru stocarea pe o durată mai mare. Există însă şi alte sisteme de stocare, cum ar fi cel inerţial, pentru stocarea pe durate scurte. Acest tip de stocare evită utilizarea bateriilor de acumulatoare, care prezintă pentru mediu, un caracter poluant. Energia este stocată sub formă de energie cinetică a unui volant.

Generatorul poate fi şi o maşină sincronă cu magneţi permanenţi sau o maşină asincronă cu rotor în scurtcircuit, prevăzută neapărat cu condensatoare necesare asigurării energiei reactive, de magnetizare.

Schema generală a unei eoliene cu viteză fixă, în mod autonom

În cazul în care sursa de energie eoliana este conectată la reţea, viteza de rotaţie a maşinii asincrone trebuie să rămană practic constantă, apropiată de viteza de sincronism, pentru a asigura funcţionarea stabilă a generatorului. Frecvenţa reţelei impune viteza de rotaţie a maşinii. Generatorul cu viteză fixă, conectat direct la reţea, trebuie obligatoriu prevăzut cu un multiplicator de viteză.

Masina eoliana funcţionează la o anumită viteză de rotaţie, pentru un domeniu restrans de viteze ale vantului. Din acest motiv, aplicaţiile sunt limitate.

Pentru conectarea unei astfel de generator eolian, cu o astfel de structură, la reţea, presupune două etape. O primă etapă constă în conectarea înfăşurării statorice la

RST/etapa 1/p.14

reţea cu rezistenţe înseriate, pentru a se reduce curenţii statorici tranzitorii. Pe durata acestei etape, palele turbinei sunt orientate astfel încat cuplul dezvoltat să fie nul.

După cateva secunde, rezistenţele din circuitul statoric sunt scurtcircuitate (eliminate), apoi sistemul de reglare comandă orientarea palelor în scopul creşterii puterii.

Regimul tranzitoriu la conectare determină apariţia unor curenţi importanţi, ce sunt limitaţi de către rezistenţe. Rezistenţele pot fi înlocuite cu variatoare de tensiune alternativă (VTA). Prin modificarea unghiului de comandă, reglandu-se tensiunea de alimentare, astfel încat curentul să nu se atingă valori periculoase pe durata etapei de conectare.

Maşina asincronă cu rotorul în scurtcircuit, avand un număr fix de perechi de poli, poate funcţiona într-un domeniu restrans de viteze: alunecarea este de ordinul a catorva procente.

Schema de conectare directă la reţea a unei eoliene cu maşină asincronă cu rotor în

scurtcircuit

Această configuraţie oferă posibilitatea funcţionării masinii eoliene cu două viteze.

Statorul este realizat din două bobinaje, care determină un număr variabil de poli şi deci domenii diferite de viteză. Se pot impune 2 viteze de sincronism, prin schimbarea numărului de perechi de poli.

Pe de o parte, pe stator există un bobinaj de mică putere, dar care creează un număr mare de poli, care este utilizat la viteze mici ale vantului.

Puterea debitată în reţea este

str MP Ω= ,

în care:

trP este puterea transmisă de generator în reţea;

M este cuplul electromagnetic;

sΩ este viteza de sincronism

psω

=Ω

cu ω pulsaţia reţelei, iar p numărul de perechi de poli.

RST/etapa 1/p.15

Schema de conectare la reţea a unei eoliene cu maşină asincronă cu stator dublu

La viteze reduse ale vantului, puterea recuperată de eoliană este mică. De asemenea, datorită numărului mare de poli, şi viteza d sincronism este mică, aşa cum evidenţiază relaţia de mai sus.

Pe de altă parte, statorul mai este dotat cu o înfăşurare de putere mai mare, dar cu număr mai mic de poli, care este utilizată atunci cand viteza vantului este suficient de mare. La viteze mari ale vantului, puterea recuperată, ca şi viteza turbinei sunt mai mari.

5.1.7. Sisteme eoliene cu viteză variabilă

Pentru optimizarea puterii debitate în reţea, în funcţie de viteza vantului, este de dorit ca să se poată regla viteza de rotaţie a turbinei eoliene. Ideea de bază este de a realiza un generator cu frecvenţă fixă, dar cu viteză variabilă. Generatorul cu viteză variabilă ar permite funcţionarea pentru o gamă mult mai largă a vitezei vantului, deci recuperarea unei cantităţi mai mari din energia vantului, reducand în acelaşi timp zgomotul pe durata intervalelor cu vant slab. În cazul eolienelor cu viteză variabilă, sistemul este reglat astfel încat, pentru fiecare viteză a vantului, eoliana să funcţioneze la puterea maximă, in sensul adaptarii puterii trimise in retea prin intermediul invertorului comandat in functie de viteza vantului si viteza de rotatie a rototului turbinei eoliene (este ceea ce se numeşte Maximum Power Point Tracking (MPPT), a se vedea figura). Pentru o anumită viteză de rotaţie a eolienei, puterea maximă se obţine în concordanţă cu caracteristica eolienei P(Ω).

RST/etapa 1/p.16

Viteza de rotaţie se poate modifica în limite largi (într-un domeniu de pană la 3), prin modificarea frecvenţei de alimentare a maşinii.

Generatoare electrice cu număr fix de poli

Sistemele eoliene cu viteză variabilă ce funcţionează conectate la reţea, utilizează convertoare statice de tensiune şi frecvenţă (CSTF). O tratare specifica amanuntita a acetor componenete este prezentata in anexa 2 a lucrarii. Unele consideratii sintetice succinte sunt prezentate in cele ce urmeaza.

Prin modificarea vitezei, frecvenţa şi amplitudinea tensiunii la ieşirea generatorului sunt variabile. Pentru conectarea la reţea, energia electrică trebuie transformată şi adusă la parametrii constanţi ai reţelei. În acest scop se utilizează convertoare statice de tensiune şi frecvenţă , interpuse între generator (sincron sau asincron) şi reţea. Acesta transformă energia de curent alternativ în curent continuu, generează energie de curent alternativ, ce este filtrată pentru asigura conectarea cu reţeaua de distribuţie, fără a produce perturbarea acesteia. Generatoarele astfel echipate pot suporta rafale ale vantului, reducand solicitările mecanice.

Lanţul de conversie va cuprinde:

generatorul

convertorul static de tensiune şi frecvenţă, compus din convertor c.a.-c.c. (redresor) (1) si un convertor c.c.-c.a. (invertor) (2)

In cazul generatoarelor sincrone, redresoarele utilizate sunt cele necomandate, cu diode, acestea fiind convertoare unidirecţionale.

În cazul generatoarelor asincrone, se utilizează redresoare cu comandă în durată. Acestea pot furniza şi energia reactivă necesară magnetizării masinii electrice.

Prin comanda acestuia, se poate regla frecvenţa şi valoarea eficace a energiei, astfel încat să se poată realiza conectarea la reţea.

Se preferă utilizarea invertoarelor cu modulaţie în durată, deoarece calitatea energiei furnizate este mai bună (conţinut mai redus de armonici).

Comanda acestor convertoare se realizează prin intermediul unor plăci de comandă numerice specializate, implantate în PC.

Controlul transferului de putere, între redresorul cu modulaţie în durată şi invertor, se realizează prin controlul circuitului intermediar de c.c. Acesta conţine un condensator de valoare importantă, ce asigură atat filtrarea tensiunii, cat şi caracterul de sursă de tensiune al circuitului intermediar.

RST/etapa 1/p.17

Pentru viteze slabe ale vantului, se utilizează un generator de mică putere şi număr mare de poli, iar pentru vant puternic, se utilizează un generator de putere mare şi număr de poli mai mic.

Montajul poate fi utilizat atat cu maşini sincrone, cat şi asincrone.

Generator cu număr variabil de poli

Sunt generatoae asupra carora se poate interveni astfel incat sa se poate modifica numarul de poli prin reconectarea înfăşurărilor statorice ale generatoarelor sincrone şi asincrone

In acest fel se pot obţine diferite numere de perechi de poli şi deci, diferite viteze de rotaţie, în funcţie de condiţiile de vant.

Această soluţie se bazează pe expresia vitezei de sincronism : sΩ

psω

=Ω

în care ω reprezinta pulsaţia reţelei, iar p numărul de perechi de poli, care se modifică.

Soluţia nu permite însă, decat modificarea în trepte, iar numărul acestora este limitat.

În cazul generatoarelor asincrone, datorită alunecării, există posibilitatea funcţionării acestora cu uşoare variaţii de viteză. Sunt posibile mai multe configuraţii:

- maşină asincronă (MAS) şi reostat în circuitul rotoric

Această soluţie exploatează faptul că alunecarea s depinde de rezistenţa rotorică, care exprimă în schema echivalentă prin Rr / s. Prin adăugarea de rezistenţe suplimentare în circuitul rotoric, se poate regla alunecarea, şi deci viteza rotorului, în funcţie de condiţiile de vant. În consecinţă, pulsaţia rotorică ωr este dată de :

ωω sr =

în care ω este pulsaţia fixă a reţelei, iar s alunecarea. Pulsaţia rotorică se poate exprima şi ca:

Ω−Ω= sr pω

în care este viteza de sincronism. Rezultă: sΩ

pr

sω

+Ω=Ω

dacă 0>s

Exemplu: Generatorul utilizat este MADA (Maşină Asincronă cu Dublă Alimentare), sau MAS cu rotor bobinat.

Schema de principiu a acestui tip de sistem este prezentată în figura de mai jos

RST/etapa 1/p.18

Schema de conectare la reţea a unei eoliene cu maşină asincronă şi reostat în circuitul rotoric

- maşină asincronă cu dublă alimentare (MADA) şi convertor dublu cu modulaţie în durată

Maşină asincronă, cu rotor bobinat, este asociată cu un convertor indirect de tensiune şi frecvenţă cu modulaţie în durată (structură Scherbius) cu tranzistoare IGBT)

Noţiunea de dublă alimentare se referă la faptul că statorul este conectat direct la reţea, iar rotorul este conectat la convertorul static de tensiune şi frecvenţă.

Acest tip de structură se utilizează pentru eolienele de mare putere. Viteza de rotaţie se poate modifica în gamă destul de mare (de la simplu la dublu). Convertorul static de tensiune şi frecvenţă este bidirecţional, putand asigura deci ambele sensuri de circulaţie a energiei în rotor. Prin comanda acestuia se realizează reglajul de viteză şi controlul puterilor activă şi reactivă vehiculate între maşină şi reţea.

În principiu, viteza se reglează prin intermediul frecvenţei de alimentare a înfăşurărilor statorice.

Bidirecţionalitatea CSTF asigură funcţionarea atat în zona subsincronă (sub caracteristica mecanică naturală), cat şi în cea supersincronă (deasupra caracteristicii mecanice naturale) şi controlul energiei reactive vehiculate cu reţeaua de distribuţie.

- maşină asincronă cu rotor în scurtcircuit

Maşină asincronă (MAS), cu rotor în scurtcircuit, este asociată cu un convertor static de tensiune şi frecvenţă (CSTF) indirect.

RST/etapa 1/p.19

- maşină sincronă (MS) cu multiplicator şi convertor în stator

În cazul maşinii sincrone, amplitudinea şi frecvenţa tensiunii la borne, depind de viteză. Din acest motiv, conectarea la reţea trebuie să se realizeze prin intermediul unui convertor static de tensiune şi frecvenţă (CSTF) indirect, compus dintr-un redresor, un circuit intermediar de c.c. şi un invertor.

Se poate renunţa la multiplicatorul mecanic, dacă se utilizează un generator sincron cu număr mare de poli (turaţie mică de sincronism). Amintim că, pentru maşina sincronă:

psω

=Ω=Ω

Sunt posibile două soluţii, ambele referitoare la tehnologia de realizare a rotorului:

- Cu rotorul bobinat O astfel de maşină este prevazuta cu un număr mare de poli (turaţie de sincronism redusă) implicand un stator cu gabarit mare.

În această variantă, nu se mai utilizează multiplicatorul de viteză, dar maşina este conectată la reţea prin intermediul unui convertor static de tensiune şi frecvenţă, care transformă energia de c.a. de frecvenţă variabilă, generată de maşină în energie de c.a. cu tensiunea şi frecvenţa reţelei de distribuţie.

- Cu rotorul cu magneţi permanenţi Rotorul este realizat cu magneţi permanenţi cu flux axial/ radial, rezultand o maşină compactă - Maşină Sincronă cu Magneţi Permanenţi (MSMP).

În această variantă, nu se mai utilizează multiplicatorul de viteză, dar maşina este conectată la reţea prin intermediul unui convertor static de tensiune şi frecvenţă,

RST/etapa 1/p.20

care transformă energia de c.a. de frecvenţă variabilă, generată de maşină în energie de c.a. cu tensiunea şi frecvenţa reţelei de distribuţie.

5.1.8. Elementele constructive principale ale masinii electrice de conversie mecano-electrica a energiei

a. Convertoare cu câmp magnetic radial

Infasurarea trifazata este dispusa in crestaturi pe stator, iar magnetii permanenti sunt dispusi pe rotor.

Masina cu camp radial si magneti permanenti

Campul magnetic din armaturile unei masini cu camp magnetic radial si cu magneti permanenti este paralel cu directia de miscare, dupa cum putem observa in figura de mai jos.

Reprezentarea unui pol magnetic intr-o masina cu magneti permanenti si camp

magnetic radial

Densitatea de putere a masinii poate fi exprimate prin urmatoarea expresie:

22 ogpie pfABKKK λη

ξ =

unde pie KKK ,, sunt factorii ce depind de forma tensiunii electromotoare, de forma

curentului si de valoarea factorului de puterei, A este aria secţiunii longitudinale prin întrefier, este valoarea inducţiei magnetice din întrefier, gB η este

randamentul masinii si 0λ este raportul dintre diametrul intrefierului si diametrul

extern al masinii. Densitatea de putere se masoara in W/m³.

Considerand dependenţa turatiei de valoarea frecvenţei a curenţilor f

pfn 60

1 =

RST/etapa 1/p.21

se poate deduce ca densitatea de putere este proportionala cu viteza de rotatie a masinii, dar independenta de numarul de poli .

De asemenea, se cunoaste faptul ca masinile cu camp radial au o valoarea intrinseca maxima a curentului suportat. iar la o inaltime standard a magnetului, densitatea de forta, definită de relaţia :

AFf emem /=

unde este forţa electromagnetică, este limitata la o valoare cuprisă în intervalul

50…70 kN/memF

2. Acest lucru impune marirea gabaritului masinii, daca dorim o crestere a cuplului eletromagnetic.

O alta problema de studiat la aceste generatoare este cea a raportului dintre volumul materialului feromagnetic si cel al materialului conductor. Pentru a creste tensiunea, trebuie sa avem un numar mare de poli, dar in acelasi timp sa marim si volumul infasurarii pentru a putea creste curentul electric ce o strabate. Daca conductoarele din stator ocupa majoritatea spatiului (volumului), fierul se va satura, deci trebuie ajuns la un compromise intre acestea doua elemente: material feromagnetic/ infasurare.

S-a considerat si constructia modulara a masinilor cu camp radial, adica constructia statorica din tole laminate. Acestă construcţie conduce la micsorarea volumului de material neutilizat, dar si la crestera pierderilor de camp magnetic. De asemenea, acest tip de constructie are si o instabilitate mecanica, lucru ce duce la o masina zgomotoasa si cu probleme de oboseala a materialului in timp.

Masina cu camp magnetic radial, cu

magneti permanenti si stator executat cu tole

O alta posibilitate de a ajunge la un rezultat constructive bun este folosirea unor constructii speciale pentru a concentra campul.

Reprezentare a magnetilor permanenti cu

concentrare de flux

Dupa cum se observă, magnetii permanenti se pot orienta astfel incat sa reducem costurile magnetilor si masina va avea performante echivalente.

RST/etapa 1/p.22

b. Convertoare cu camp radial-transversal si magneti permanenti

O topologie de luat in consideraţie este accea a masinii cu camp transversal cu magneti permanenti, care are o buna utilizare a materialului conductor prin eliminarea capetelor de înfăsurare. S-au obţinut experimental densităţi de forta de pana la 250 kN/m2 , aceasta valoare putand fi ridicata prin cresterea inaltimii magnetilor.

Sectiune printr-o masina cu magneti

permanenti cu camp radial-transversal

c. Convertoare cu camp axial si magneti permanenti

Acest tip de convertor produce camp magnetic axial in loc de camp transversal, ca masinile studiate in capitolul anterior. Avantajul acestui tip de constructie este ca produce un flux magnetic mai mare pentru zona unui diametru dat decat masina cu camp transversal.

Acest fapt se datoreaza mai ales folosirii partii interioare a diametrului (care din punct de vedere magnetic este nefolositoare intr-o masina cu camp transversal) si a intrefierului axial, fapt ce duce la raport diametru /intrefier mai mic .

Dezavantajul acestei topologii este aparitia fortelor de atractie axiala dintre rotor si stator,in timp ce la masina cu camp transversal, aceste forte fiind de-a lungul intrefierului se anulau reciproc.

Datorita acestei forte de atractie mare este necesara ranforsarea mecanica a structurii, fapt ce poate duce la o crestere a greutatii/ gabaritului si a costului de productie.

RST/etapa 1/p.23

pozitionarea principalelor elementele componente

înfasurarea specifica acestei masini

Masina cu camp axial, cu un rotor si un stator.

O altă variantă este construcţia cu două rotoare si stator fără dinţi. Magnetii sunt dispusi pe discurile rotorice, intr-un aranjament S-N-S-N, polii SUD sunt fata in fata, la fel ca si cei NORD. Statorul are o constructie simpla, fiind fabricat din infasurare bobinata radial.

Construcţia cu stator fara dinti si două rotoare

La fel ca si la masinile cu camp transversal cu magneti permanenti, densitatea de putere creste odata cu viteza de rotatie. De asemenea, densitatea de putere este independenta de numarul de poli ai masinii, ceea ce duce la valori interesante ale acesteia in comparatie cu cea a masinii cu camp radial si cu magneti permanenti.

Aceasta topologie are avantaje datorita intrefierului dintre cele doua discuri, dar are si dezavantaje, cum ar fi:

• Cost mare al magnetilor datorita lipsei dintilor care duce la o inaltime mare a magnetilor.

• Densitatea de material conductor este mai mica datorita diametrului mai mic al torului interior in comapratie cu dimensiunile medii al torului la alte constructii.

• Conductoarele de langa diametrul interior al torusului contribuie la pierderile in fier si mai putin la generarea campului, fapt datorat vitezei tangentiale mai mici.

RST/etapa 1/p.24

• Conductoarele aflate pe partea axiala sunt inactive electromagnetic, dar contribuie la pierderile in fier.

Sunt incercate si construcţii cu două rotoare si un stator cu dinţi. Cele doua discuri rotorice au un pol Sud opus unui pol Nord si campul nu trece radial prin stator. Calculele arata o densitate de putere mai mare decat la o masina în construcţie clasică. De asemenea, densitatea de putere este chiar mai mare decat la o masina cu camp axial cu un rotor si un stator. Aceasta topologie reduce lungimea axiala a statorului (deoarece nu exista flux radial), intrefierul si inaltimea magnetilor.

Din pacate, tehnologia de fabricatie pare a fi foarte complexa si din acest motiv nu se stie daca din punct de vedere economic acest tip de constructie ar fi viabil.

Diferite sectiuni printr-o masina cu stator fara dinti si cu doua rotoare

S-a încercat si topologia care foloseste o constructie cu un rotor si doua statoare, fapt ce duce la o mica crestere a densitatii de putere datorat lungimii mici axiale a fierului din rotor.

Masina cu câmp axial

O construcţie deosebită este masina cu camp axial circumferential

RST/etapa 1/p.25

In cazul acestei constructii magnetii sunt asezati pe stator, iar polii rotorului concentreaza campul magnetic prin intermediul unui cilindru de cupru.

Campul magnetic este distribuit axial si radial, fapt ce duce la o excelenta utilizare a materialului conductor.

Masina cu camp axial circumferential

Aceasta topologie beneficiaza de caracteristicile masinilor cu camp transversal, aceast fapt insemnand ca densitatea de putere creste odata cu cresterea numarului de poli, dar are ca dezavantaj dificultatea manufacturarii datorita constructiei complexe a statorului.

5.1.9. Probleme funcţionale ale generatoarelor sincrone din centralele eoliene.

Ca orice masina electrica si generatorul sincron are anumite probleme specifice.

Formele ale undelor din întefierul masinii

a) unda spatiala a inductiei magnetice indusa de armatura inductoare

b) curba tensiunii magnetice din intrefier

Datorita sistemului constructiv adoptat, unda inductiei magnetice in intrefier indusa de armatura inductoare este o unda trapezoidala care se apropie de dreptunghi, iar curba tensiunii magnetice rezultate in intrefier produse de infasurarea dispusa pe armatura indusa este o unda formata dintr-o suprapunere de dreptunghiuri.

Ambele unde difera fata de o sinusoida, ceea ce duce la aparitia in intrefier a unor armonici spatiale ale campului magnetic inductor, respectiv ale solenatiei de reactie. Prezenta acestor armonici conduce la existenta unor cupluri parazite

RST/etapa 1/p.26

definite ca fiind cupluri electromagnetice care nu sunt create de armonicile fundamentale ale undelor din intrefier. Cuplurile parazite deformeaza curba cuplului electromagnetic din intrefier.

Cauzele aparitiei cuplurilor parazite in cazul masinilor cu magneti permanenti sunt:

• constructia cu poli aparenti datorata magnetilor; • efectele dintilor armaturii induse; • efectele repartitiei infasurarii pe armatura indusa.

Cuplurile parazite sunt amplificate de efectele de saturatie ale dintilor in cazul functionarii in sarcina si este de dorit minimizarea acestora, pentru reducerea efectelor produse:

• aparitia vibratiilor; • cuplu de pornire mare; • uzuria mecanica; • zgomot.

Mai mult decat atat, apare imposibilitatea controlului masinii in sarcina, la turatii reduse, daca cuplurile pulsatorii au o pondere ridicata.

Reducerea cuplurilor parazite se face prin metode constructive.

Inclinarea crestaturilor

Inclinarea crestaturilor reprezinta o metoda obisnuita pentru a reduce ripplurile de cuplu. O armatura cu magneti permanenti inclinata continuu este totusi greu de realizat in masinile cu magneti permanenti. In schimb, se poate realiza relativ usor inclinarea armaturii induse. Totusi, acest lucru complica realizarea acesteia, in special bobinarea automata a infasurarilor.

Inclinarea cu un pas de crestatura elimina eficient efectele armonicilor crestaturilor daca distributiile tridimensionale ale campului la capetele de bobina sunt neglijate. Dezavantajul inclinarii consta intr-o reducere a amplitudinii armonicilor spatiale ceea ce implica si o reducere a amplitudinii undei fundamentale.

Pentru o inclinare egala a fiecarui pas de crestatura cu s pasi, armonica de ordin s ramane, in timp ce toate celelalte dispar . Aceste rezultate sunt prezentate in tabelul 4.1 unde sunt analizate cazuri diferite, de la constructii fara inclinare (s=1) pana la constructii cu inclinare continua (unde s tinde spre infinit).

Suprimarea armonicilor riplurilor de cuplu pentru rotor inclinat cu s pasi

Avantajele inclinarii sunt proeminente; se recomanda o inclinare cu un pas de crestatura, indiferent de tipul de implementare.

Se pot utiliza infasurari lipite direct pe armatura, caz în care dispare efectul cuplurilor datorate dintilor. Constructia este mai complexa si cere o anumita tehnologie, iar din punct de vedere electromagnetic scade reactantelor de dispersie.

RST/etapa 1/p.27

Modificarea formei magnetilor

Reducerea ponderii cuplului parazit si implicit a armonicilor de curent/ tensiune se poate face si prin reducerea armonicilor spatiale a undelor din intrefier. La masinile sincrone de constructie clasica cu poli aparenti se foloseste metoda netezirii marginilor polilor pentru a imbunatati forma undei din intrefier, in speta pentru a o aduce cat mai aproape de o sinusoida. Aceleasi efecte pot aparea si in cazul modificarii formei magnetilor in masinile cu magneti permanenti montati la suprafata.

In masinile electrice mai mari se folosesc de obicei mai multe piese magnetice pentru a crea un pol, piese a caror dimensiune - in principal grosimea - poate fi calculata astfel incat sa se poata obtine o forma de unda a inductiei magnetice cat mai aproape de o sinusoida. In figura alaturata se prezinta sectiunea unui rotor cu magnetii permanenti lipiti pe suprafata, de diferite grosimi si forma undelor corespunzatoare rezultante din intrefier.

Pentru un numar s dat de pasi de reducere a grosimii magnetilor sunt doi parametrii ce sunt luati in calcul: latimile unghiulare m mα ale magnetilor si

amplitudinile inductilor magnetice din intrefier produse de piesele magnetice.

Magneti permanenti montati la suprafata pe rotor si

undele din intrefier rezultante

Odata cu cresterea numarului s de pasi ai magnetului, dispar armonici spaţiale - vezi rezultatele prezentate in tabelul de mai jos.

Suprimarea armonicilor in functie de numarul de pasi s

RST/etapa 1/p.28

Ca si solutie de compromis, pentru o constructie mai usoara si o saturatie mai mica a dintilor in regim de sarcina se poate alege suprimarea armonicilor mai mari de ordinal 5 odata cu pastrarea armonicii de ordin 3, beneficial fiind un cuplu maxim marit si mai putine pierderi.

De asemenea, daca dorim sa suprimam cat mai multe armonici de ordin superior, acest lucru devine practic imposibil, deoarece la un numar mare de pasi s, la capatul polului magnetic se vor afla magneti foarte subtiri in vecinatatea maximului de flux statoric, ceea ce duce la o posibila demagnetizare permanenta a acestora. Acesta problema poate fi rezolvata prin marirea intrefierului.

Reducerea cuplurilor pulsatorii prin metoda modificarii formei magnetilor este costisitoare din punct de vedere constructiv. Costurile pot fi mult reduse daca se preseaza magnetii direct intr-o forma impusa.

Introducerea unor crestaturi sau dinti auxiliari

Pentru a maximiza fluxul util si inductia magnetica este de dorit ca inclinarea bobinei sa fie cat mai apropiata de cea a polilor si de accea numarul de crestaturi statorice Ns si de perechi de poli rotorici 2p ar trebui sa difere prin cel mai mic numar intreg posibil. Aceste masini ar avea insa dezavantajul unei forte magnetice neuniforme, ceea ce conduce la aparitia zgomotului si vibratiilor excesive. Pentru a impiedica aceasta, in practica se utilizeaza relatia:

2p=Ns±2

In literatura de specialitate s-a discutat despre performanta electromagnetica, in termeni de tensiune electromotoare indusa inversa si s-au subliniat performantele masinilor cu acest raport de numar de poli/ crestatura, performanta ce se traduce printr-un cuplu pulsatoriu mic. De asemenea s-a observat ca o imbunatatire substantiala a acestor performante se pot obtine daca se adopta solutia constructiva a infasurari alternante pe dinti .

RST/etapa 1/p.29

Modele constructive

a)toti dintii sunt bobinati

b)dintii sunt bobinati alternant

c)dintii cu latimi diferite sunt bobinati alternant

Avantajele acestor tipuri de constructii sunt:

• Diferenta de latime a polilor alaturati este mica si scade odata cu marirea numarului de poli;

• Doar jumatate de bobina produce flux care trece prin dintele alaturat;

• Crestaturile nu isi modifica forma intr-un mod semnificativ, ceea ce nu duce la schimbarea semnnificatica a densitatii de current suportate si nici nu ingreuneaza procesul tehnologic de fabricatie.

Modelele de masini folosite pentru compararea performantelor privind reducerea cuplului pulsatoriu sunt prezentate mai jos:

Masinile care utilizeaza un numar apropiat de crestaturi de numarul de poli magnetici (2p=Ns±2) si bobinajul pe dinti alternativi au avantajul unui cuplu mediu ridicat si a unor oscilatii reduse a cuplului. Performantele cresc daca se utilizeaza dinti de latimi diferite.

Utilizarea unui numar fractionar de crestaturi pe pol si faza

Pentru a sublinia efectul numarului fractionar q de crestaturi pe pol si faza, care conduce la reducerea armonicilor spatiale ale solenatiei de reactie, aparitiei oscilatiilor cuplului, in lucrarea se efectueaza o analiza pe masini de acelasi gabarit

RST/etapa 1/p.30

si aceiasi putere executate pentru un numar diferit de poli. Se analizeaza numai constructii cu q fractionar si subunitar pentru o masina sincrona cu gabaritul 225 pentru P= 45 kW si turatia de 400 rpm. S-au considerat numai infasurarile concentrate in care o bobina este infasurata pe un dinte, ceea ce conduce la o reducere a pretului de cost prin scaderea lungimii capatului de bobina.

Interesul autorului consta in construirea unui motor cu magneti permanenti de viteza mica si cu infasurari concentrate cu scopul obtinerii unui cuplu mare la volum mic. Din punct de vedere al producatorilor, este de preferat ca motorul sa aiba un numar mic de poli si crestaturi pentru scăderea costului. In momentul in care numarul de poli si crestaturi creste, atunci procesul in sine de fabricatie este mai dificil. De asemenea, un numar mare de poli presupune o rezerva mare de frecventa care duce la pierderi Joule mari.

Autorul a efectuat diferite simulari pentru cateva modele de masini sincrone cu magneti permanenti cu infasurari concentrate, de acelasi gabarit. S-au pastrat constanti pentru a obtine o comparatie corecta parametrii:

- diametrul intrefierului;

- lungimea masinii.

astfel incat suprafata in care se va produce cuplul va fi acelasi pentru toate masinile analizate. Totusi, acest lucru reprezinta un dezavantaj in cazul masinilor cu un numar de poli mare, deoarece statorul (fier) poate fi realizat mai subtire si astfel diametrul intrefierului poate fi mai mare decat in cazul masinilor cu numar mic de poli.

Ipotezele in care s-a efectuat studiul:

- structura trebuie sa aiba un factor de infasurare mare; - structura trebuie sa produca un cuplu cat mai mare; - structura trebuie sa produca un cuplu parazit cat mai mic; - trebuie evitat efectul fortei de atractie magnetica; - structura trebuie sa foloseasca o cantitate cat mai mica de material pentru magnetii permanenti.

Valorile obtinute ale cuplurilor parazite pentru cazul 24 crestaturi - 26 poli sunt intotdeauna inalte datorita efectului fortei de atractie magnetica intre armaturi. In momentul in care se proiecteaza o masina cu 2sQ p≈ , trebuie luat in vedere riscul

aparitiei anumitor forte nedorite.

Conform rezultatelor simularii motorului de acest gabarit, cea mai buna varianta este cea cu 18 crestaturi statorice din punct de vedere al cuplului de 2.2 u.r.; pe de alta parte, in acest caz, cuplul parazit este 16%. In varianta cu 24 crestaturi, cuplul este 2 u.r., dar cuplul parazit este mai mic, 8%.

Se observa ca masinilor cu 12 crestaturi - 8 poli si 24 crestaturi - 16 poli produc cupluri parazite mai mari decat celelalte masini cu crestaturi semi inchise. Cum masina cu 12 crestaturi are infasurari concentrate, cel mai mic cuplu parazit se obtine in cazul motorului 12 crestaturi - 10 poli.

Din rezultate se observa ca motorul cu un numar mare de crestaturi-poli produce un cuplu parazit mai mic decat un motor cu numar mic de crestaturi- poli, cu toate ca au acelasi q. Motorul cu 12 crestaturi - 10 poli are cu cuplu parazit de 2.5%, iar un motor cu 36 crestautir - 30 poli are un cuplu parazit de 1%.

In majoritatea cazurilor studiate, masinile cu crestături deschise produc un cuplu parazit mediu mai mic decat masinile cu crestaturi semi inchise, dar nu inseamna

RST/etapa 1/p.31

ca, crestaturile deschise reprezinta cea mai buna alternativa. In momentul in care se folosesc crestaturi deschise, tensiunea indusa este mai mica decat in celalalt caz cu crestaturi semi inchise (numarul de spire/ bobina este acelasi). In cazul masinilor cu infasurari cu pas fractionar nu se poate folosi acelasi diametru de intrefier, si astfel, cuplul dezvoltat poate fi mai mic decat cel necesar.

Conform rezultatelor obtinute aici, varianta constructiva cu crestaturi deschise produce cuplu parazit mai mic decat varianta constructiva cu crestatura semiinchisă.Din rezultate se observa ca atunci cand 2Q p≈ ( ), cuplul arazit este mai mic.

0.33q ≈

Prototipul unui motor cu 12 crestaturi si 10 poli a fost construit pentru a capata experienta in domeniul masinilor cu infasurari concentrate. Mai mult, rezultatele din urma masuratorilor furnizeaza informatii esentiale necesare pentru a verifica rezultatele din calculele analitice si din simularile cu metoda elementului finit.

.

Ripluri de cuplu minime pentru masinile cu magneti permanenti cu q fractionar

Optimizarea raportului dintre arcul polului si pasul polar

Autorii [6] propun o metoda noua de reducere a cuplurilor parazite pentru motoarele cu rotor multiplu, cu magnetii permanenti montati la suprafata, metoda constand in variatia arcului polar al magnetilor.

RST/etapa 1/p.32

Cuplul parazit in functie de pozitia rotorului la diferite raporturi arc/pol

Cuplul parazit este estimat prin calculul schimbului de energie total din intrefier in functie de pozitia rotorului:

O data cu cresterea puterii magnetice, creste si cuplul parazit datorat componentei fluxului din intrefier, cu toate ca acesta este datorat in acest caz datorita neuniformitaii fluxului magnetic din intrefier.

5.1.10. Puterea unei turbine eoliene

Sistemele (turbinele) eolienele pot fi clasificate în funcţie de puterea lor:

Diametrul palelor Puterea nominală

Mică putere <12 m < 40 kW

Medie putere 12 la 45 m 40kW la 1 MW

Mare putere > 46 m > 1 MW

Ca ordin de mărime, 1 MW reprezintă necesarul de putere a aproximativ 900 de locuinţe de 3 persoane, fără încălzirea electrică

Din clasificarea de mai sus rezulta ca sistemul propus pentru asimilare este unul de putere medie. Oricum, tinand seama ca pana in prezent in Romania nu exista sisteme eoliene de fabricatie proprie in functiune mai mare de 20 kW rezulta importanta lucrarii si perspectivele care se pot crea in cazul asimilarii in fabricatie a unui sistem complet de conceptie proprie. In cele ce urmeaza se are în vedere analiza unui sistem eolian prevazuta cu un generator asincron (MAS), aceasta fiind maşina cea mai utilizată pentru astfel de aplicaţii.

În studiul eolienei, trebuiesc urmărite valorile cuplurilor ML, ME şi a vitezelor arborelui primar ΩL şi a celui secundar Ω.

RST/etapa 1/p.33

Arborele primar, numit şi arborele lent, este arborele rotorului turbinei eoliene. Acesta se roteşte cu viteza ΩL şi transmite cuplul ML. Arborele secundar, numit şi arborele rapid, este cel al generatorului. Acesta are viteza Ω, fiind caracterizat de cuplul electromagnetic ME.

Arborele primar (arborele lent)

Arborele

secundar (al MAS)

Reţea

ΩL, ML

Ω, ME, s, IR PM, QM, ΩS, IS, cos φ

Pentru optimizarea puterii electrice debitate în reţea, se reglează viteza de rotaţie a eolienei ΩL în funcţie de viteza vântului. Punctul de funcţionare se determină pe baza caracteristicii eolienei P(Ω), astfel încât puterea PM să fie maximă.

Punctul de funcţionare poate fi definit şi prin puterile activă PM, reactivă QM, tensiunea de fază VS, factorul de putere cos φ. PM şi QM vor depinde de viteza vântului.

Cateva consideratii elementare asupra motorului eolian

Variaţia vitezei vântului v, în funcţie de înălţimea h respecta o lege de variatie data de relatia

α

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

00 hh

VV

unde:

0V - viteza in im/ss, la nivelul solului (h = 0)

α - coeficient caracteristic locaţiei, 4,0...1,0=α

Coeficientul de putere (de performanţă) Cp

Energia vântului este, în fapt, energia cinetică recuperabilă a aerului, ce traversează suprafaţa S acoperita de palele masinii eoliene. Puterea asociată acestei energii cinetice este:

3

21 SvPvant ρ= ,

în care ρ reprezinta densitatea aerului.

Totuşi, această putere nu poate fi recuperată în totalitate, deoarece o parte este necesară pentru evacuarea aerului care a efectuat lucru mecanic asupra palelor turbinei. Din acest motiv se introduce coeficientul de putere (de performanţă) al turbine , rezultând astfel puterea mecanică la arborele turbinei: pC

3

21 SvCP pturbina ρ= , în care:

v - viteza vântului (m/s);

ρ ≈ 1,25 kg/m³, densitatea aerului, în condiţii normale de temperatură şi presiune, la nivelul mării;

S: suprafaţa im²s acoperită de palele turbinei.

RST/etapa 1/p.34

Coeficientul caracterizează randamentul turbinei eoliene. El poate fi exprimat şi pCca:

)(___

larecuperabiadisponibilPutereturbinamecanicaPutereC p =

Cuplul ML produs de turbină

Ω=

Ω=

3

21 SvCPM

p

L

ρ

Se defineşte coeficientul de cuplu CΓ:

λpC

C =Γ

Limita lui Betz

Coeficientul de putere a fost introdus în cadrul teoriei lui Betz. Limita lui Betz da o informatie asupra energiei maxime ce poate fi recuperată, chiar şi de cele mai performante eoliene - bipale sau tripale, cu ax orizontal. Aceasta nu poate fi decât 59% din energia vântului, ceea ce înseamnă că (teoretic) este 0,59. Pentru o

maxpCeoliană reală, este de cel mult 0,3 ÷ 0,4. pC

Teoria lui Betz modelează trecerea aerului prin palele turbine, printr-un tub de flux de aer cu vitezele:

1v - viteza vântului înainte de turbină; v - viteza vântului în dreptul palelor eolienei; este de ordinul a câţiva m/s (~ 10 m/s);

2v - viteza vântului după preluarea energiei cinetice de către palele eolienei. Se consideră că vitezele sunt paralele cu axul turbinei eoliene, existând relaţiile

21 vvv >> .

Observaţie: Se poate determina valoarea lui , printr-o analiză a puterilor, maxpC

ştiind că:

- pe de o parte, puterea recuperabilă de către o eoliană este o consecinţă a variaţei energie cinetice a vântului:

RST/etapa 1/p.35

( )21

222

1 vvSvPrecup −= ρ

- pe de altă parte, efortul care se exercită asupra eolienei, determină puterea Pefort. Cunoscând forţa exercitată de vânt ( )21 vvsvF −= ρ , exprimând puterea în funcţie de lucrul mecanic efectuat de forţa vântului, rezultă:

( ) ( )212

21 vvSvvvvSvFvPefort −=−== ρρ

efortP corespunde puterii absorbite de rotorul turbinei, respectiv puterea mecanică

furnizată de motoruleolian.

Raportul de viteză λ

Se defineşte λ - raportul de avans, sau parametrul de rapiditate sau viteza specifică, sau raport de viteză la capătul palei (în engleză "tip-speed ratio") - ca fiind raportul dintre viteza tangenţială a capătului palelor şi viteza vântului:

vRΩ

=λ ,

în care:

R - raza palelor (m); Ω - viteza unghiulară a rotorului turbinei eoliene irad-secs; v - viteza vântului (m/s). Pentru a avea o imagine asupra ordinului de mărime: dacă λ < 3, eoliana se consideră ca fiind lentă, dacă λ > 3, eoliana se consideră ca fiind rapidă.

Curba ( )λpC , specifică fiecărei eoliene, permite clasificarea diferitelor tipuri de

eoliene.

În afara eforturilor aerodinamice datorate vântului, trebuie să se mai ţină seama de eforturile inerţiale şi elastice datorate mişcării palelor: bătaie, flexiune, torsiune. Mai există, de asemenea, efecte ale vitezei vântului, ale scurgerii acestuia, ale gradientului de vânt.

Toate aceste eforturi sunt exercitate asupra palelor şi transmise apoi butucului şi pilonului.

Parametrii ce caracterizează rotorul unei turbine eoliene sunt:

- randamentul aeromotorului; - densitatea aerului (kg/m³); - numărul de pale; - diametrul palelor (m); - pasul elicei; - suprafaţa acoperită (m²); - înclinarea palelor; - înălţimea pilonului (m); - viteza nominală a vântului (m/s); - turaţia nominală a rotorului (rot/min).

Multiplicatorul mecanic este caracterizat de raportul de transmisie şi de randamentul său.

RST/etapa 1/p.36

raportul de transmisie k : kLMAS Ω=Ω

MASΩ - viteza arborelui generatorului

5.1.11. Aspecte critice privind infasurarile trifazate concentrate pe dinte specifice generatorului sincron lent cu magneti permanenti

a. Consideratii introductive. In multe aplicatii, fie de motoare fie de generatoare electrice, avind viteza mica de rotatie la frecventa data si cupluri de accelerare mari, este necesar sa se adopte o solutie cu numar mare de poli. In acest caz, daca se au in vedere armaturi crestate uniform, pasul polar rezulta de acelasi ordin de marime cu pasul dentar, iar bobinele ajung sa fie scurtate la maximum, fiind concentrate fiecare pe cite un dinte.

In legatura cu aceste infasurari s-au creat citeva “mituri” in literatura ultimilor ani, avantajele utilizarii lor, in primul rind lungimea redusa a capetelor de bobina, sunt adesea exagerate iar dezavantajele trecute sub tacere. Infasurarile denumite in literatura britanica “tooth concentrated” sunt prezentate ca unele care necesita metode noi de analiza, de calcul al factorilor de infasurare fundamentali si armonici si o serie de autori revendica noutati in materie. In acest paragraf se va arata ca infasurarile in speta nu reprezinta noutati covirsitoare, ca avantajul lungimii (reduse) a capetelor de bobina este discutabil de la caz la caz, ca aceste infasurari sunt de fapt impuse cu obligativitate in cazul masinilor multipolare cu pas polar (in crestaturi) aproape de 1 (unu) si ca in fapt ele sunt un caz particular, limita, a unei infasurari trifazate normale. In acest sens nu sunt de revendicat metode noi de analiza si de calcul al factorilor de infasurare, metodele clasice, bazate pe steaua crestaturilor (steaua bobinelor) sunt suficiente in cazul in care sunt eficient aplicate, oferind rezultate corecte si cuprinzatoare.

b. Aspecte teoretice referitoare la infasurarile trifazate fractionare, concentrate pe un pas dentar Infasurarile concentrate pe un dinte au pasul egal cu o crestatura. Evident pentru masini trifazate solutia este acceptabila numai pentru numarul q de crestaturi pe pol si faza subunitar, chiar mai mic decit 0,5 pentru ca in caz contrar scurtarea excesiva a bobinelor este de natura sa scada mult factorul de infasurare fundamental prin intermediul factorului de scurtare. Pentru sustinerea asertiunii se poate analiza cea mai simpla infasurare trifazata realizata pe o armatura cu 6 crestaturi uniform repartizate, cu doi poli, adica q=1. Infasurarea, realizata intr-un strat, care contine exact 3 bobine diametrale (cu posibilitatea divizarii fiecareia in cite doua semi-bobine), cite una pe fiecare faza, este “concentrata” in sensul clasic al notiunii, avind pasul polar egal cu trei crestaturi si factorul de infasurare egal cu 1. Daca aceeasi infasurare se realizeaza in doua straturi cu pasul bobinelor 2 crestaturi, cu doua bobine pe faza, va rezulta un factor de infasurare (egal cu factorul de scurtare) egal cu cos(30o)=0,866. Daca insa infasurarea se realizeaza cu pasul de o crestatura, tot in doua straturi cu doua bobine pe faza, scurtarea excesiva (la o treime din pasul polar) duce la o solutie inacceptabila cu factorul de infasurare cos(60o)=0,5. Cele trei situatii sunt evidentiate in figura de mai jos.

RST/etapa 1/p.37

+A +B + C +A -C +B -A +C -B

Explicativa la infasurarile trifazate cu pasul bobinelor egal cu o crestatura

Comparind infasurarea normala, diametrala (pas 3 crestaturi) din figura a cu cea scurtata excesiv din figura c rezulta ca cea din urma trebuie sa aiba un numar dublu de spire pentru a avea aceeasi tensiune electromotoare indusa la aceeasi inductie din intrefier. Scurtarea la un dinte aduce false economii cu referire la lungimea conductoarelor din capetele de bobine devreme ce trebuie sa se dubleze cantitatea de cupru din intreaga infasurare. Rationamentul de mai sus este el insusi o exagerare dar este opus exagararii referitoare la “economia de cupru” care se realizeaza utilizind infasurari pe dinte, fara a analiza in profunzime toate aspectele. O comparatie onesta si convingatoare trebuie facuta asupra cantitatii totale de material conductor, din crestaturi si de la capetele de bobine. O solutie intr-adevar discutabila este cea din figura b la care exista o scurtare reala a lungimii capetelor de bobina si o majorare necesara cu circa 15% a numarului de spire. In functie de raportul dintre lungimea conductoarelor din crestatura (a pachetului de tole) si cele de la capetele frontale, solutia poate fi, la limita, avantajoasa. Dar nu este concentrata pe dinte.

Din cele de mai sus rezulta ca pentru obtinerea unor valori rezonabile ale factorului de scurtare, numarul de crestaturi pe pol si faza q trebuie sa fie mai mic decit 0,5. In cazul limita q=0,5 (numarul de crestaturi egal cu 1,5 ori numarul de poli) infasurarea se realizeaza fara “distributie”, factorul de infasurare fiind egal cu cel de scurtare si anume 0,866. Infasurarile concentrate pe dinte sunt interesante si eficiente numai daca pasul polar exprimat in numar de crestaturi este apropiat de valoarea 1 (unu). Acest lucru rezulta din expresia factorului de scurtare definit dupa cum urmeaza:

qyyk

pZyy

pZq o

y

030sin90sin;2

;1;6

==⇒===τ

τ

unde y este pasul bobinelor iar yτ este pasul polar (diametral). Este de observat ca valoarea lui q care conduce la un maxim pentru factorul de scurtare este q=1/3 pentru care infasurarea nu poate fi realizata simetric. Asa cum rezulta din ecuatia

1 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6

ab)

-B +A -C +B -A +C -B

c)

1 2 3 4 5 6

RST/etapa 1/p.38

de mai sus, pentru a limita inferior valoarea factorului de scurtare la 0,866 rezulta q cuprins intre limitele 0,5 si 0,25. Pentru alte limite inferioare acceptate pentru ky se pot gasi din relatia de mai sus limitele de existenta ale lui q, asa cum rezulta din tabelul urmator.

Asa cum se poate observa, de exemplu, pentru a obtine valori ale factorului de scurtare ky>0,95 domeniul de existenta pentru q este destul de larg (a se vedea figura de mai jos extrasa din mediul de calcul MATLAB). Daca trebuie realizata o masina cu 40 de poli (de exemplu un motor lent de actionat ascensoare sau un generator lent de conversie a energiei hidraulice), numarul de crestaturi rezulta in domeniul 33-48, desigur de ales spre limita superioara. Sunt 6 solutii, considerind restrictia aditionala ca numarul de crestaturi sa fie divizibil cu 3. Solutiile Z=39 sau Z=42 vor conduce la valori maxime pentru factorul de infasurare.

Valorile maxima si minima ale lui q functie de valoarea minima impusa pentru factorul de scurtare ky

Zona admisa

pentru ky

q minim q maxim

ky.> 0.866 0.25 0.50

ky > 0.90 0.2589 0.4676

ky > 0.95 0.2773 0.4178

Factorul de scurtare ky functie de numarul de crestaturi pe pol si faza q1

c. Consideratii critice

In legatura cu infasurarile concentrate pe dinte s-au creat si mentinut in literatura unele neclaritati si exagerari. Acestea sunt prezentate nu doar ca infasurari noi, dar si ca infasurari care necesita metode noi de analiza pentru care unii autori dezvolta variante particularizate la situatie de analiza prin steaua crestaturilor. In fapt, in ceea ce priveste analiza si sinteza acestor infasurari afirmam ca nu sunt necesare si nu pot fi revendicate metode noi, altele decit cele care au o echivalenta intrinseca cu steaua crestaturilor sau, in cazul infasurarilor in doua straturi cu toate bobinele egale ca descidere, steaua bobinelor. Metoda clasica a stelei crestaturilor este

1 Cistelecan, M., Cosan, B., Popescu, M.: “Tooth concentrated fractional windings for low speed three

phase a.c. machines”, ICEM’06, Chania, Greece, Sept. 2006, paper 362

RST/etapa 1/p.39

perfect valida si este utilizata, uneori mascat, fiind revendicata ca metoda noua de analiza.

Infasurarile cu pasul bobinelor egal cu un dinte sunt noi numai sub aspectul utilizarii masinilor multipolare cu magneti permanenti dezvoltate cu precadere in ultima decada pentru aplicatii speciale (viteze de rotatie mici, cupluri mari) la care singura solutie este scurtarea maxima posibila, ceea ce impinge solutia, pentru factori de scurtare limitati inferiori, la valori mici ale lui q. Probabil ca cel mai mare (daca nu singurul) avantaj al masinilor cu magneti permanenti cu infasurari fractionare cu y=1 este cuplul de agatare (“cogging torque”) de valori mici datorita neregularitatii configuratiei stator-rotor si a unui multiplu comun intre Z si 2p de valoare mare.

In ceea ce priveste avantajul lungimii capetelor de bobine, exagerarea acestuia are la baza inexistenta unui criteriu ferm de comparatie. A compara pur si simplu lungimea capetelor de bobina a masinilor de polaritati diferite nu este relevant pentru ca intotdeauna masinile cu poli multi au capete de bobine mai scurte prin natura lucrurilor. O comparatie ar trebui facuta pentru aceeasi masina ca numar de poli si dimensiuni principale, dezvoltata cu numere diferite de crestaturi, sub aspectul cantitatii totale de cupru din infasurare. Urmatorul contraexemplu este de natura sa arate limitele afirmatiilor din literatura. Masinile de comparat sunt definite cum urmeaza:

-masina cu 24 de poli, 72 crestaturi, y=yτ=3 are ky=kw=1 fiind o infasurare concentrata, dar nu “concentrata pe dinte”

-aceeasi masina realizata cu 36 de crestaturi, yτ=1,5 crestaturi, realizata cu y=1 adica concentrata pe dinte, rezulta kw=ky=0,866

Componenta tangentiala a capetelor de bobine se reduce cu 33% ceea ce inseamna (la aceeasi componenta axiala, poate chiar mai mare in cazul al doilea) o reducere a capetelor de bobine ca lungime totala cu probabil 25%. Pentru aceeasi tensiune indusa trebuie insa majorat numarul de spire din toate bobinele cu 15,5% in ipoteza ca exista surplusul de spatiu fara depasirea unui factor de umplere maximal. Rezultatul comparatiei este incert si, in orice caz, functie de lungimea pachetului. La pachete lungi, unde cantitatea de cupru din crestaturi este substantiala, comparatia este in defavoarea infasurarilor pe dinte.

Un alt fapt trecut de regula sub tacere este legat de dificultatile de introducere manuala a bobinelor cu deschidere mica pe un dinte, cu exceptia circuitelor magnetice sectionate, cind dintele pre-exista separat fata de circuitul magnetic in ansamblu si bobinele se realizeaza automat ca niste mosoare, dupa care se asambleaza modulele formind statorul bobinat

Cu referire la terminologie trebuie facuta observatia ca notiunile introduse in tratatele clasice trebuie modificate sau re-interpretate numai in cazuri justificate. Doua aspecte sunt de relevat:

c1). Trebuie facuta distinctia intre “infasurari concentrate” si infasurari “concentrate pe dinte”, notiuni care au semnificatii diferite. Infasurarea concentrata in acceptiunea clasica este formata din cite o singura bobina diametrala pe fiecare pereche de poli, t.e.m. induse in fiecare bobina fiind egale ca marime si in faza, adunindu-se algebric. Aceste infasurari au intotdeauna kw=1. Infasurarile “concentrate” sunt mereu in opozitie cu infasurarile “distribuite” in care t.e.m. din diferite bobine sau grupe de bobine au faze temporale diferite si deci adunarea se face vectorial, rezultind un factor de infasurare (cel putin de distributie) fundamental kw<1. In aceasta acceptiune infasurarile “concentrate pe dinte” pot fi

RST/etapa 1/p.40

“concentrate” (exemplu doua straturi, Z=12, 2p=8, m=3, q=0,5) sau distribuite (exemplu Z=12, 2p=10, m=3, q=0,4).

c2). Infasurarile denumite in literatura “intr-un strat” sau “in doua straturi” devin in literatura recenta, cu referire la infasurarile in speta, infasurari cu “toti dintii bobinati” sau numai cu “dinti alternati bobinati”, ceea ce inseamna de fapt bobinati doar din 2 in 2. Terminologia noua este dupa parerea noastra inutila, complicata, ne-necesara devreme ce exista formulari clare in literatura clasica. Ceea ce intr-adevar trebuie aratat este ca in cazul “noilor” infasurari cu pasul bobinelor egal cu pasul dentar straturile se pot separa nu doar pe inaltimea crestaturilor cum este uzual dar si pe latimea crestaturii.

d. Analiza tensiunii magnetice din intrefier (metoda generala, echivalentul matematic al stelei crestaturilor sau a bobinelor)

Tensiunea magnetica produsa in intrefier de curentul ce parcurge bobinele unei faze poate fi obtinuta prin considerarea unei analize de tip Fourier a solenatiei existente in crestaturile aferente acestei faze. Astfel, daca se noteaza cu KA multimea crestaturilor in care o faza (pentru exemplificare faza A) are conductoare, cu θk coordonata spatiala (in raport cu o origine arbitrara prestabilita) a unei crestaturi notata cu indicele k, cu Nck numarul de conductoare din crestatura k, cu w numarul total de spire pe faza si cu kwνA factorul de infasurare al armonicii spatiale de ordin ν, cu c numarul de cai de curent in paralel si cu ϕνA faza spatiala a armonicii ν, urmatoarele relatii sunt demonstrabile2:

∑∑

∑∑∈

∈ν

∈∈ν νθ

νθ

ν=ϕ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛νθ+⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛νθ=

A

A

AAKk

kck

Kkkck

AKk

kckKk

kckAw N

NarctgNN

cwk

cos

sin1;sincos

21

22

Numarul de conductoare Nck include si semnul (±) care tine seama daca conductorul se afla in latura de “ducere” sau de “intoarcere” a bobinei. Cu notatiile de mai sus, daca IA este curentul efectiv care parcurge bobinele fazei A, tensiunea magnetica din intrefierul masinii corespunzatoare fazei A va fi:

)sin(sin22),(1

AwA

AktwItF ν

ν

ν ϕνθνπ

ωθ −= ∑

∞

=

Tinind seama ca cele trei infasurari ale masinii sunt parcurse in general de un sistem trifazat simetric de curenti (se neglijeaza nesimetria indusa de insasi o eventuala nesimetrie structurala de amplasare spatiala a infasurarilor), tensiunea magnetica rezultanta ca urmare a suprapunerii celor trei tensiuni magnetice de faza este o suma de unde directe si inverse dupa cum urmeaza:

)]sin()sin([23),(1

tktkwItF wiwdrez ωνθ

νωνθ

νπθ ν

ν

ν ++−= ∑∞

=

Coeficientii kwdν, kwiν care caracterizeaza amplitudinea undelor directe, respectiv inverse ale tensiunii magnetice din intrefier sunt exprimabili in raport cu elementele

2 Cistelecan, M., Covrig, M. : "Asupra calculului reactan\ei de dispersie diferen\ial` la ma]inile de curent

alternativ trifazate" EEA-ELECTROTEHNICA, nr.5-6, 1995, p.21-28

RST/etapa 1/p.41

de faza si sunt definiti in sistemul de referinta ai factorilor de infasurare prin relatiile:

)]3

2sin()

32

sin(sin[21

)]3

2cos()3

2cos(cos[21

)]3

2sin()

32

sin(sin[21

)]3

2cos()

32

cos(cos[21

32;

32

2

1

2

1

22

21

22

21

πϕ

πϕϕ

πϕ

πϕϕ

πϕ

πϕϕ

πϕ

πϕϕ

ννννννν

ννννννν

ννννννν

ννννννν

νννννν

++−+−=

++−+=

−+++−=

−+++=

+=+=

CwCBwBAwA

CwCBwBAwA

CwCBwBAwA

CwCBwBAwA

wiwd

kkkD

kkkD

kkkC

kkkC

DDkCCk

In cazul cel mai general analiza bazata pe relatiile de mai sus trebuie facuta in sistemul coordonatelor geometrice si doar in cazuri particulare, cind exista periodicitate structurala la o pereche de poli, se poate simplifica analiza considerind sistemul de referinta al unghiurilor electrice. Corespunzator, rezultatele analizei pun in evidenta factorii de infasurarare in sistemul geometric si prin transpunerea lor in sistemul electric pot rezulta, in anumite situatii, asa numitele armonice “fractionare”, inclusiv “subarmonice”. In urma analizei rezulta prin coeficientii kwdν, kwiν marimea tensiunilor magnetice invirtitoare directe, respectiv inverse, in baza carora se poate aprecia calitatea unei solutii tehnice de bobinaj. In cazurile infasurarilor regulate, simetrice, cu periodicitate structurala de o pereche de poli, se stie ca exista urmatoarele trei proprietati fundamentale:

a. pentru fiecare ordin ν al armonicelor spatiale exista fie numai unda directa, fie numai unda inversa, adica produsul kwdνkwiν are valoarea zero (se spune ca undele tensiunii magnetice sunt “pure”)

b. exista armonice spatiale numai pentru ordinele ν=6k±1, k∈Z, pentru (+) rezulta unde invirtitoare directe, pentru (-) cele inverse

c. toate armonicele de ordin ν=3k sunt nule (armonicele sunt “sinfazice”)

Trebuie remarcat ca in cazurile infasurarilor fractionare ca cele in speta, datorita pierderii unor aspecte de regularitate, proprietatile de mai sus nu mai exista in general: undele sunt de regula impure (undele directe si cele inverse pot coexista, cu amplitudini diferite pentru anumite ordine spatiale, formind sisteme nesimetrice), armonicele de ordin 3k nu se mai anuleaza automat, apar armonice de toate ordinele, inclusiv pare, uneori fractionare (sub aspect electric) si chiar subarmonice. Mai mult, unele infasurari produc unde fundamentale simetrice dar sub aspectul armonicelor spatiale pot exista unde invirtitoare cu componente nesimetrice, inclusiv unde stationare. Exemplele de analiza din paragraful urmator vor pune in evidenta aceste aspecte.

O proprietate importanta a unei solutii de infasurare trifazata este, asa cum s-a mentionat anterior, coeficientul reactantei de scapari diferentiale. O generalizare a metodei de calcul al acestui coeficient pentru situatia in care exista doar unde “pure” in componenta tensiunii magnetice a intrefierului este facuta de Heller si Hamata3 care arata, plecind de la energia magnetica inmagazinata la nivelul intrefierului, ca aceasta este constanta in timp si deci masina electrica

3 Heller, B., Hamata, V.: “Harmonic field effects in induction machines”, Academia Publishing House, Prague, 1977, pag.43

RST/etapa 1/p.42

corespunzatoare se poate caracteriza printr-o reactanta de dispersie diferentiala constanta. In cazul mai general al masinilor fractionare si/sau nesimetrice, in care coexista unde directe si inverse de amplitudini diferite in general, se poate demonstra ca coeficientul reactantei diferentiale, calculat pe baza metodei energetice, conduce in afara unui termen constant, la un termen variabil cu frecventa dubla:

ttkkkkkp

dVdCp

wiwdwdiwd

wpd ωττω

ννντ

ν

ννν 2cos2cos2 2

222

+==⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛= ∑

≠

Pentru toate infasurarile simetrice spatial, pentru care nu exista decit unde “pure”, se poate constata prin calcul direct ca termenul variabil cu timpul din ecuatia de mai sus reprezinta o serie convergenta la zero; termenul constant (τdC) reprezinta chiar coeficientul scaparilor diferentiale asa cum este cunoscut din literatura si rezultatele de calcul pentru cazuri cunoscute converg catre cele existente in indrumarele de proiectare ale masinilor de curent alternativ.

Se face mentiunea ca metoda analitica de calcul al factorilor de infasurare spatiali prezentata mai sus, inclusiv pentru calculul componentelor directe si inverse, are la baza in subsidiar aceeasi metoda a stelei crestaturilor cu care este echivalenta ca rezultate, fiind doar forma matematica prin care steaua nu mai trebuie construita manual pentru fiecare armonica spatiala in parte, mediul de programare (de exemplu MATLAB) fiind capabil sa furnizeze automat rezultatele asociate unei anumite configuratii de infasurare. Utilitatea metodei este maxima indeosebi pentru situatiile infasurarilor cu un anume grad de ne-regularitate, eventual fractionare, cum este cazul infasurarilor in speta utilizate pentru generatoarele sincrone lente multipolare.

e. Exemplu de analiza

Se trateaza exemplul unei masini trifazate avind 36 de crestaturi si 30 de poli4. In figura de mai jos (a) este prezentata varianta infasurarii realizata intr-un singur strat iar in figura (b) varianta in doua straturi. Din analiza infasurarii, sintetizata prin metoda stelei bobinelor, se poate observa ca ea are o infasurare “primitiva” si anume cea de 12 crestaturi, 10 poli, care se repeta de trei ori pe circumferinta, deci se poate limita analiza la aceasta portiune de infasurare. In tabel alaturat sunt prezentate comparativ rezultatele de calcul obtinute prin aplicarea metodei de analiza prezentata.

a) b)

Scheme de infasurare pentru Z=36, 2p=30, q=0,4. a-varianta intr-un strat, b-varianta in doua straturi. Sunt scoase toate cele 6 terminale pentru ambele conexiuni posibile

4 - Salminen Pia, Niemala, M., Pyrhonen, J., Mantere, J.: “Performance analysis of fractional slot wound PM-motors for low speed applications”, IEEE Conference IAS-2004, pp. 1032-1037. - Bianchi, N., Bolognani, S., Dai Pre, M., Grezanni, G.: Design consideration for fractional slot winding

configuration of synchronous machines”, IEEE Trans. on IA, Vol.42, No.4, 2006, pp.997-1006

RST/etapa 1/p.43

Factorii echivalenti de infasurare (unda directa-CW si unda inversa-CCW pentru infasurarea primitiva Z=12, 2p=10 intr-un strat, respectiv in doua straturi

Infasurarea intr-un strat Infasurarea in doua straturi Ordinul armonicii spatiale

ν

CW CCW %din fundamentala

CW CCW %din fundamentala

1 0.0000 0.2588 133,97 0.0000 0.0670 35,91 5 0.9659 0.0000 100 0.9330 0.0000 100 7 0.0000 0.9659 71,43 0.0000 0.9330 71,43 11 0.2588 0.0000 12,18 0.0670 0.0000 3,26 13 0.0000 0.2588 10,30 0.0000 0.0670 2,76 17 0.9659 0.0000 29,41 0.9330 0.0000 29,41 19 0.0000 0.9659 26,31 0.0000 0.9330 26,31 23 0.2588 0.0000 5,82 0.0670 0.0000 1,56 25 0.0000 0.2588 5,36 0.0000 0.0670 1,44

Din figura (a) se poate observa ca fiecare faza are in total 6 bobine conectate in serie astfel ca, in fapt, infasurarea de faza este construita ca una de 6 poli foarte scurtata, ceea ce din punct de vedere al infasurarii primitive cu 12 crestaturi si 10 poli ar insemna ca de fapt este in esenta una de 2 poli la care in locul pasului diametral de 6 crestaturi s-a realizat un pas extrem de scurtat de numai o crestatura. Acest lucru este confirmat si de rezultatele de calcul din tabelul 2 unde, desi factorul de infasurare maxim este al armonicii de ordin 5, armonica fundamentala geometrica este mai mare decit cea de ordin 5 in procentul de aproape 134%. Dimpotriva, infasurarea in doua straturi (b) are un continut de armonice spatiale considerabil redus, armonica fundamentala geometrica reprezinta numai 35,91% din cea electrica, cu pretul unei complicatii tehnologice si a reducerii cu citeva procente a factorului fundamental electric de la 0,9659 la 0,933. Se observa ca in ambele cazuri toate undele tensiunii magnetice sunt “pure” in sensul ca pentru fiecare ordin spatial ν exista exclusiv fie unda directa fie cea inversa fara ca ele sa co-existe5.

In literatura6 explicarea detaliata a metodelor de analiza a acestor infasurari avind la baza steaua bobinelor lasa loc la erori de interpretare cu consecinte importante in aprecierea performantelor infasurarii. Exemplul din figura de mai jos (preluarea figurii 3 din lucrarea citata la nota 6) este elocvent pentru infasurarea studiata pentru ca Bianchi ajunge la concluzia ca unda de tensiune fundamentala geometrica (ν=1) este o anumita fractiune din fundamentala electrica (ν=5) omitind sa mai considere coeficientii de scurtare care trebuie operati separat pentru armonicile de ordin 1 si 5 intrucit, spre deosebire de steaua crestaturilor care permite calculul direct al factorului de infasurare, steaua bobinelor ofera numai factorul de distributie, cel de scurtare trebuind introdus global pentru toti fazorii corespunzatori unui ordin spatial. Astfel, raportul dintre factorii de infasurare ai armonicelor 5 (fundamentala electrica) si 1 (fundamentala geometrica) este nu tg(15o) asa cum rezulta din figura 3 [Bianchi] ci in realitate tg2(15o)=0,0718 asa cum se constata si din rezultatele de calcul din tabelul de mai sus.

5 Heller, B., Hamata, V.: “Harmonic field effects in induction machines”, Academia Publishing House, Prague, 1977, pag.20-28 6 Bianchi, N., Bolognani, S., Dai Pre, M., Grezanni, G.: Design consideration for fractional slot winding

configuration of synchronous machines”, IEEE Trans. on IA, Vol.42, No.4, 2006, pp.997-1006

RST/etapa 1/p.44

Preluarea figurii 3 din referinta citata la nota de subsol (6) (Bianchi et al)

Din calcule efectuate pentru diferite infasurari concentrate pe dinte se poate trage concluzia ca intotdeauna infasurarea realizata intr-un strat contine subarmonice spatiale care au amplitudinea mai mare decit fundamentala electrica pentru care sunt destinate. Pentru infasurarea intr-un strat din figura a, un experiment realizat pe un motor de inductie de 36 de crestaturi si 30 de poli, a aratat ca motorul conectat la retea se roteste corespunzator turatiei sincrone de 200 rpm. Antrenat insa din exterior pina in apropierea turatiei de sincronism corespunzatoare la 6 poli, motorul a fost incarcat si a functionat in apropierea turatiei de 1000 rpm, aceasta fiind in fapt turatia lui “naturala”, intelegind prin turatie naturala a unei infasurari turatia corespunzatoare celei mai mari tensiuni magmnetice invirtitoare (ca amplitudine) produsa de acea infasurare. Pentru motorul in speta turatia de 200 rpm nu reprezinta decit o turatie de “agatare” corespunzatoare unei armonice spatiale superioare.

Din cele de mai sus rezulta ca infasurarile concentrate pe dinte realizate intr-un strat sunt de evitat in favoarea celor in doua straturi deoarece undele spatiale armonice interactioneaza intotdeauna cu partile metalice conductoare din indus producind pierderi suplimentare, indiferent daca indusul este cu magneti permanenti sau este un rotor de motor de inductie in scurtcircuit. Un studiu pertinent cu aplicatii la generatoarele multipolare eoliene cu cuplare mecanica directa la turbina eoliana este intreprins de Nakano7.

f. Unele remarci finale referitoare la infasurarile fractionare

Infasurarile fractionare concentrate pe un pas dentar reprezinta o optiune dificil de evitat in toate cazurile de masini electrice multipolare de turatie mica si cuplu mare (motoare sau generatoare). Aceste infasurari sunt guvernate de aceleasi reguli ca

7 Nakano, M., Kometani, H., Kawamura, M.: “Permanent magnet dynamo electric machine and

permanent magnet synchronous generator for wind power generation”, US Patent 6,894,413/May 17, 2005

RST/etapa 1/p.45

orice infasurare trifazata reprezentind un caz limita la care pasul diametral se apropie de pasul dentar adica numarul de poli este apropiat de numarul de crestaturi. Toate regulile de analiza si sinteza valabile pentru infasurarile clasice sunt valabile in particular pentru aceste infasurari dar ele trebuie aplicate cu precautie pentru evitarea capcanelor care pot aparea in cazul particular in speta.

Terminologia curenta din domeniul infasurarilor cu referire la infasurari “concentrate” sau “distribuite” se aplica si infasurarilor “concentrate pe dinte” si nu este necesara introducerea de termeni noi cum se incearca in unele lucrari din literatura prin “toti dintii bobinati” sau “dinti alternanti bobinati” care reprezinta o complicatie inutila devreme ce infasurarile “intr-un strat” sau “in doua straturi” sunt definite cu claritate in literatura.

In ce priveste avantajele infasurarilor pe dinte cu referire la lungimea redusa a capetelor de bobina, exagerate de cele mai multe ori in literatura, acestea trebuie privite cu circumspectie si, in orice caz, apreciate numai in raport cu un criteriu clar definit de comparatie. Ceea ce este de subliniat este ca, dincolo de intreaga filizofie a latimii magnetilor permanenti sau a pozitionarii lor pe inductor, avantajul structurilor cu infasurari fractionare consta in obtinerea unor cupluri de agatare sensibil micsorate, extrem de important indeosebi in cazul aplicatiilor eoliene la care demararea rotirii turbinei eoliene trebuie sa aiba loc, in gol, de la viteze mici (2-3 m/s) ale vintului.

Aceasta categorie de infasurari va fi utilizata in generatorul cu magneti permanenti lent, cu cuplare directa, care va fi proiectat in cadrul proiectului.

5.1.12. Consideratii privind utilizarea unor infasurari combinate stea-triunghi pentru compensarea reglajului de tensiune la masinile sincrone cu magneti permanenti utilizate in conversia energiei eoliene.

Asa cum s-a aratat, avantajul simplitatii constructive si a lipsei pierderilor Joule suplimentare in infasurarea de excitatie a masinilor cu magneti permanenti de mare energie este diminuat de lipsa posibilitatilor de reglare a tensiunii, cu deosebire in echipamentele destinate sa functioneze la turatie variabila. O captare maximala a puterii vantului trebuie sa se realizeze inca de la turatii de 4-5 m/sec, cand turatia echipamentului eolian este sensibil sub valoarea corespunzatoare vitezei de 10-12 m/sec la care turatia turbinei, respectiv a generatorului sincron, este cea nominala.

Echipamentul electronic de tip redresor-invertor necesar crearii conditiilor necesare si duficiente conectarii si trimiterii energiei in retea reclama o tensiune de intrare aproximativ constanta. Un anume grad de variatie este acceptabil in anumite limite, atunci cand sunt prevazute fie un redresor comandat, fie un echipament suplimentar in circuitul intermediar de tip “chopper ridicator” care preia functia reglajului de tensiune in lipsa unui control al acesteia prin excitatie, in conditiile turatiei variabile.

In elaborarea modelului experimental de 200 kW exista intentia de a utiliza pentru generatorul “low speed” cuplat direct la butucul turbinei eoliene un sistem relativ nou de infasurare care permite adaptarea in trepte a tensiunii de linie intr-un ecart de 1:√3, in 6 trepte de circa 10-12%, generatorul sincron functionand ca si cum ar avea trepte datorita unor prize ale infasurarii.

RST/etapa 1/p.46

Infasurarea a fost studiata experimental in aceasta etapa pe un model la scara mica (5 kVA la 240 rpm, Z=36 crestaturi, 2p=26 poli, figura de mai jos) in scopul de a verifica teoria elaborata si posibilitatea de fi utilizata inclusiv la modelul propriu-zis.

Statorul bobinat al unui generator sincron cu magneti permanenti – model experimental cu boinaj concentrat pe dinte, cu prize partiale si posibilitatea de conectare partiala stea-triunghi de 5 kVA/240 rpm, 26 poli.

In cele ce urmeaza se vor prezenta principalele dezvoltari teoretice care acopera materia precum si unele rezultate preliminare obtinute ca suport experimental de colectivul de cercetare.

a. Elemente introductive. Înfăşurările combinate stea-triunghi sunt cunoscute de foarte mult timp. Conform cunoaşterii autorilor, prima referire asupra acestei topici este brevetul lui Korthals8, ieşit în 1918, în care este descris un motor de inducţie în care două înfăşurări trifazate simetrice, una conectată în stea şi cealaltă în triunghi, sunt combinate împreună în serie. Ambele înfăşurări sunt realizate cu acelaşi număr de poli şi sunt decalate spaţial cu un unghi de 30o. Partea de înfăşurare conectată în triunghi are, pe fiecare fază, un număr de spire de 3 mai mare decât cea conectată în stea, realizându-se astfel, în fond, o înfăşurare echivalentă cu una hexafazată simetrică. Înfăşurările combinate stea-triunghi sunt utilizate curent pentru pornirea în trepte a motoarelor asincrone, în special cele rapide cu 2 poli acţionând sarcini inerţiale mari, în scopul controlului curentului absorbit prin controlul fluxului magnetic. O altă utilizare posibilă este pentru economisirea de energie în cazul motoarelor funcţionând în sarcină variabilă, eventual ciclică9 şi pentru reglarea tensiunii de linie la generatoare trifazate antrenate de maşini primare cu turaţie variabilă în anumite limite10. Aşa cum se întâmplă adesea, noutăţile nu sunt întotdeauna acolo unde sunt revendicate şi, la fel ca în multe alte domenii, ele se re-descoperă continuu. Acesta este motivul pentru care în prezentul raport stiintific si tehnic, se va preciza clar, după expunerea de principiu a chestiunii, care sunt faptele care sunt considerate, totusi, de către autori ca fiind noutăţi în materie. În principal contribuţiile constau, pe de o parte in elaborarea unei metode generale de analiză care să permită determinarea factorilor de înfăşurare echivalenţi, pentru fundamentala electrică dar şi pentru armonicele spaţiale, iar pe de alta parte în analiza efectuata, cazul cel mai general, al unui unghi spaţial oarecare între cele două sisteme de înfăşurări

8 Kothals-Altes, Willem.: “Motor winding”, US Patent 1,267,232, issued May 21, 1918 9 Taylor, Noel R., Taylor, Paul A.: “Automatic load seeking control for a motor”, US Patent 4,691,155 issued Sep.1, 1987 10 Fogarty, James Michael: “Combined delta-wye armature winding for synchronous generators and method”, US Patent 6,704,993, issued Mar. 16, 2004

RST/etapa 1/p.47

stea, respectiv triunghi. Se va arata că, la o anumită secţionare a grupelor de bobine ale fazelor şi grupare a lor se poate obţine, la un număr dat (n) de secţiuni separate prin prize, un număr de 2n trepte de reglaj, sensibil mai multe decât numărul n+1 cunoscut din literatură. În fine, elementele de dezvoltare conceptuală au fost verificate concret pe un generator sincron multipolar (2p=26) cu magneti permanenti, bobinat în conformitate cu metoda recomandată şi încercat la standul de probă cu rezultate foarte bune.

b. Analiza tensiunii magnetice din întrefier a înfăşurării combinate. Se presupune că în crestăturile uniform distribuite la periferia armăturii unei maşini electrice sunt amplasate două sisteme distincte de înfăşurări, una conectată în triunghi şi cealaltă conectată în stea. Nu se fac precizări sau limitări la numărul de straturi sau la poziţia relativă, spaţială, dintre cele două sisteme de înfăşurări, oricum dacă se ţine seama de considerente practice şi de posibilitatea schimbării începuturilor cu sfârşiturile, un ecart de 90o este suficient pentru a caracteriza o soluţie (a se vedea figura). S-a considerat că fazele stelei sunt conectate în serie cu triunghiul, pentru că este constatat din literatură că în cazul conectării lor în paralel11 apar condiţionări extrem de severe care pot conduce la defecte majore legate de curenţii de circulaţie în bucle închise. Conectarea în serie12 nu presupune restricţii, altele decât simetria spaţială.

Înfăşurare combinată stea-triunghi.

Definirea poziţiei relative spaţiale.

Din figura rezultă definirea unghiului α dintre cele două sisteme, şi anume dintre axa magnetică a unei faze din ramura stea şi axa magnetică a ramurii din triunghi opusă vârfului în care se conectează ramura stea corespunzătoare. Aşa cum se va arăta, cele mai interesante soluţii tehnice se circumscriu unui domeniu al unghiului α cuprins între -30o (AX şi XZ având axe magnetice identice, ca de exemplu cele două căi de curent în paralel a unei înfăşurări normale13, şi +60o, caz limită cu semnificaţii interesante aşa cum se va arăta în continuare.

11 - Hughes, A.: “New 3-phase winding of low mmf harmonic content”, PROC. of IEE, Vol.117, No.8,

August 1970, pp.1657-1666 - Cidambaram, P., Subbiah, M., Krishnamurthy, M.R.: “Generalized theory for the performance of

three phase induction motor with star-delta winding”, Electric Machines and Power Systems, 12, 1987, pp.383-396.

12 Chen, Y., Chen, Z.: “Investigation of a new AC electrical machine winding”, IEE Proc.-Electr. Power Appl., Vol.145, No.2, March 1998, pp.125-132

13 Ferreira, F. J. T. E.; de Almeida, A. T.: “Novel Multi-Flux Level, Three-Phase, Squirrel-Cage Induction Motor for Efficiency and Power Factor Maximization”, IEEE Transactions on Energy Conversion, Vol. 23, No. 1, March 2008, pp. 101-109.

RST/etapa 1/p.48

Dacă α=0 se obţine cazul particular al brevetului lui Korthals şi analiza se poate realiza, aşa cum se arată în lucrarea citata a lui Chen, pentru un sistem semi hexafazat. Este evident că acest caz poate fi obţinut din orice înfăşurare normală cu distribuţie de bobine pe o zonă de 60o conectând toate bobinele în serie în ordinea dată de steaua bobinelor şi separându-le în două grupe, una pentru partea de stea, cealaltă pentru partea de triunghi. Dacă cele două sisteme de înfăşurări sunt ambele simetrice şi echilibrate, curenţii ce parcurg ramurile stelei nu pot fi decât echilibraţi ca în ecuaţiile:

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

π−ω=

π−ω=

ω=

)sin(2

)sin(2

sin2

34

32

tIi

tIi

tIi

CZ

BY

AX

Aplicând teoremele lui Kirchoff circuitului stea-triunghi din figura de mai sus şi utilizând diagrama fazorială atasata, rezultă:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

⋅=⋅⋅=⋅−=⋅=

⋅=⋅⋅=⋅−=⋅=

⋅=⋅⋅=⋅−=⋅=

π+ππ−ππ

π−ππ+ππ

π+ππ−ππ

65

61

21

21

61

65

33)(

31

33)(

31

33)(

31

jAXjjAXjCZAX

jXZZX

jAXjjAXjBYCZ

jZYYZ

jAXjjAXjAXBY

jYXXY

eIeeIeIIeII

eIeeIeIIeII

eIeeIeIIeII

Expresiile curenţilor definiţi mai sus sunt valide indiferent de unghiul spaţial α, rezultand expresiile în planul timp a curenţilor din ramurile triunghiului, ca mărime şi fază:

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

π+π−ω⋅=

π+π−ω⋅=

π+ω⋅=

)sin(

)sin(

)sin(

61

34

32

61

32

32

61

32

tIi

tIi

tIi

ZX

YZ

XY

Explicativă pentru calculul curenţilor din ramurile triunghiului

Dacă se notează NY, N∆ numerele de spire şi kwYν, kw∆ν factorii de înfăşurare ai armonicelor spaţiale de rang ν corespunzătoare înfăşurării conectate în stea, respectiv în triunghi, atunci tensiunea magnetică totală se poate deduce prin suprapunerea efectelor celor două tensiuni magnetice parţiale, considerând teoria cunoscută a producerii undelor rotaţionale directe (CW) şi inverse (CCW), astfel:

RST/etapa 1/p.49

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛νθ+ω

ν+νθ−ω

νπ=θ ∑ ∑

=ν =ν

νν

,...13,7,1 17,11,5)cos()cos(23),( tktkINtMMF wYwYY

Y

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛α−

π+θν+ω

ν+α−

π+θν−

π+ω

νπ=θ ∑ ∑

=ν =ν

ν∆ν∆∆∆

,...13,7,1 17,11,5)]

6(cos[)]

6(

6cos[

323),( tktkINtMMF ww

Numerele de spire şi factorii de înfăşurare depind de modul de distribuire a bobinelor unei înfăşurări date în cele două componente, stea, respectiv triunghi. În mod normal, datorită numărului mai mic de bobine distribuite, fiecare componentă (stea sau triunghi) va avea factori de înfăşurare mai mari decât înfăşurarea totală, conectată de exemplu în triunghi, cu număr de spire Nt=Ny+N∆. Se definesc în continuare numerele de spire exprimate în unităţi relative:

( )( )⎪⎩

⎪⎨⎧

+⋅=

+⋅=−

∆∆∆

−∆

1'

1'

NNNN

NNNN

Y

YYY

Cu aceste notaţii, adunând componentele directe, respectiv inverse, ale tensiunilor magnetice produse de cele două sisteme de înfăşurări rezultă undele rezultante după cum urmează:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ϕ+νθ−ω

ν+νθ−ω

νπ=θ ∑ ∑

=ν =νν

ν∆∆

νΣ

,...13,7,1 ...13,7,1

'' )cos()(cos33

23),( tkNtkNINtMMF wwYY

tCW

unde s-a utilizat notaţia )1(6 ν−+α⋅ν=ϕ πν .

După restrângerea termenilor de acelaşi rang din ecuaţia de mai sus rezultă factorii echivalenţi de înfăşurare kwνeq:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ψ−νθ−ω

νπ=θ ∑

=νν

ν

,...13,7,1)cos(

323

),( tkIN

tMMF eqwtCW

νν∆ν∆ν∆∆ν ϕ++= cos323 ''22'22'wwYYwwYYwveq kkNNkNkNk

În mod similar, undele inverse se adună şi se restrâng astfel că de poate obţine:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ψ−νθ+ω

νπ=θ ∑

=νν

ν

,....17,11,5)cos(

323

),( tkIN

tMMF wtCCW

Este evident că pentru cazurile particulare extreme în care înfăşurarea este fie stea totală ( , ) fie triunghi total (1=′YN 0=′∆N 0=′YN , 1=′∆N ), se obţin factorii de înfăşurare cunoscuti din teoria clasica a infasurarilor.

c. Examplu de analiză. Se prezinta in continuare succint analiza si experimentul realizate pentru o masina sincrona multipolara cu magneti permanenti avand Z=36 crestaturi si 2p=26 poli. Masina studiata a fost realizata si incercata experimantal in cadrul ICPE-ME.

RST/etapa 1/p.50

Se observa ca fiecare infasurare de faza este sectionata in trei semiinfasurari astfel incat axele magnetice sa fie in progresie aritmetica. Alegerea bobinelor de inseriat ppe fiecare sectiune se poate face utilizand steaua bobinelor. Factorii de infasurare fundamentali pentru infasurarea completa, respectiv pentru 2/3, respectiv 1/3 din infasurare sunt:

9029.065sin5cos

8891.065sin)15cos5(cos21

8666.065sin)25cos15cos5(cos31

4_1

8_1

12_1

≅×=

≅×+=

≅×++=

oocoilsw

ooocoilsw

oooocoilsw

k

k

k

Caz Conexiune Simbol α=φ1 N’∆ N’Y kw∆1 kwY1 kw1eq

1 U2-W1; V2-U1; W2-V1

∆ - 1 0 0.8666 - 0.8666

2 U2-V11; V2-W11; W2-U11

∆y-I π/3 2/3 1/3 0.8891 0.9029 0.9655

3 U2-W11; V2-U11; W2-V11

∆y-II 0 2/3 1/3 0.8891 0.9029 1.1141

4 U2-V12; V2-W12; W2-U12

Yδ-I π/3 1/3 2/3 0.9029 0.8891 1.2057

5 U2-W12; V2-U12; W2-V12

Yδ-II 0 1/3 2/3 0.9029 0.8891 1.3277

6 U2-V2-W2 Y - 0 1 - 0.8666 1.5010

Aplicand metoda de analiza a tensiunii magnetice prezentata anterior rezulta formele de unda din cele trei figuri de mai jos. Se constata ca cu cat sunt mai putine bobine pe infasurare tensiunea magnetica este mai departata de forma armonica uzuala. Solutia este inca admisibila in cazul generatoarelor sincrone in speta, care sunt urmate de un echipament electronic de conversia a.c./a.c. Tabelul de mai sus arata caracteristicile esentiale ale celor 6 situatii posibile iar coloana ultima arata factorul de infasurare echivalent, cel care este de fapt un emulator de numar de spire variabil.

Rezultate de calcul pentru tensiunea magnetica din intrefier creara de infasurarile partiale de faze adunand armonicele spatiale pana la ordinul 23. Stanga: infasurarea completa, 12 bobine inseriate.

Mijloc, 2/3 din infasurare. Dreapta, 1/3 din infasurare.

RST/etapa 1/p.51

d. Rezultate experimentale. Posibilitatea confirmarii experimentale pentru situatia masinii lucrand in regim de generator se bazeaza pe t.e.m. in gol masurata ca valoare de linie, insumand componentele din partea de triunghi si cea de stea a infasurarii. Relatia fundamentala este cea dintre fluxul inductor si tensiunea electromotoare, exprimata astfel:

eqwll kpnwU 1602

Φπ

=−

ceea ce conduce la coeficientul tensiunii induse astfel:

eqweqwll

V kconstkpwn

Uk 11602

×=Φπ

== −

In tabel sunt prezentate succint, pentru cele 6 configuratii studiate, valorile comparative ale coeficientului t.e.m. calculat prin metoda prezentata si determinat experimental.

Conexiune ∆ ∆y-I ∆y-II Yδ-I Yδ-II Y KV calculat (p.u.)

1 1.1114 1.2856 1.3913 1.5321 1.7320

kV masurat (p.u.)

1 1.1156 1.2909 1.3950 1.5332 1.7363

Metoda urmeaza a fi folosita in dezvoltarea modelelor din cadrul; proiectului inclusiv pentru evitarea montarii si de-montarii modelului in etapa de definitivare a solutiei cu referire la numarul, configuratia si dimensiunile magnetilor permanenti din inductor.

5.1.13. Consideratii privind determinarea dimensiunilor principale ale generatorului sincron cu magneti permanenti

O problema de cea mai mare importanta este determinarea dimensiunilor principale ale masinii electrice convertoare care sa asigure conversia energiei mecanice in energie electrica in conditii de siguranta. In principal problema se rezolva printr-o adoptare corespunzatoare a principalelor solicitari specifice si anume:

- inductia magnetica din intrefier Bδ (densitatea de suprafata a fluxului), creata in cazul generatoarelor fara excitatie electromagnetica numai de magnetii permanenti ai armaturii inductoare; valorile uzuale care pastreaza valoarea pierderilor in fier in limite rezonabile si la fel limitele de vibratii si de zgomot sunt in ecartul 0.75 – 0.9 Tesla. Aceste valori pot fi obtinute direct daca magnetii sunt montati pe suprafata („surface mounted”) sau prin intermediul unor piese concentratoare de flux in cazul magnetilor interiori, fie in sistemul cu magneti radiali („spoke rotor”) sau cu piese polare in forma de gheara („claw pole”). Pierderile in fierul statoric (a armaturii induse) sunt proportionale cu patratul inductiei in intrefier. O relatie de detarminare a inductiei din intrefier Bδ [T] in functie de t.e.m. indusa E [V], pasul polar τp [m], lungime L[m], numarul de spire pe o faza w, factorul de infasurare fundamental kw si factorul de acoperire polar α este:

LfwkEB

pwατπ=δ 2

RST/etapa 1/p.52

- densitatea de curent de conductie in infasurari j, ca raport dintre curentul I [A] care strabate o faza a infasurarii si sectiunea totala sCu[mm2] a celei faze; valori uzuale permisive pentru masini ventilate puternic pot ajunge pana la 7-8 A/mm2 dar in cazul masinilor cu laturi de bobine in crestaturi fara ventilatie fortata aceste valori nu trebuie sa depaseasca 4 A/mm2. Pierderile incalzitoare de tip Joule sunt proportionale cu patratul densitatii de curent j.

- densitatea lineara a solenatiei (patura de curent), A, este o masura a solicitarii electrice fiind determinabila in functie de curentul de faza I[A] si diametrul interior Di cu relatia:

i

w

DIwkA

π=

6

Cu notatiile de mai sus, se poate scrie o relatie de legatura intre volumul „interior” al masinii, puterea utila si solicitarile principale sub forma:

δαϕ×η=

ABkknPLD

wfi

11.61cos 1

2

Aceasta formula reprezinta o posibilitate de dimensionare a oricarei masini noi daca se pot aprecia cu precizie suficienta performantele de natura energetica si anume randamentul η si factorul de putere cosφ precum si solicitarile A, Bδ. Relatia de mai sus a fost folosita inca de Vidmar pentru definirea „constantei” masinii sub forma de raport putere/volum sau de Richter in dimensionarea unei masini noi plecand de la notiune de „efort tangential mediu”. Se poate observa din formula fundamentala de dimensionare ca ceea ce defineste volumul unei masini este cuplul si nu puterea, ceea ce conduce la observatia cunoscuta ca masinile convertoare sunt cu atat mai mari cu cat sunt mai lente, la aceeasi putere.

In cazul masinilor sincrone lente functionand in regim de generator exista posibilitatea de apreciere a pierderilor cu suficienta precizie; pe de alta parte, factorul de putere daca masina lucreaza pe un redresor poate fi apreciat ca fiind 0.95. Pentru masina in speta (P=200 kW, n1=33 rpm) se poate pleca in dimensionare de la valorile A=35.000 A/m si Bδ=0.8 T si se obtine un volum necesar de 1.734 m3. Adoptand o constructie scurta (lungime L=0.5 m) se obtine diametrul interior necesar Di= 1.86 m.

O apreciere sintetica a volumului unei masini cu magneti permanenti este data de TJE Miller14 sub forma a coeficientului TRV (tprque per rotor volume), o alta interpretare a formulei de mai sus. Calculand cuplul nominal al masinii studiate (la 200 kW si 33 rpm) se obtine M=58 kNm si valoarea raportului TRV cu dimensiunile preconizate TRV=42 kNm/m3, o valoare pe care Miller o atribuie masinilor bine eproiectate cu magneti permanenti de mare energie de tip NdFeB.

5.1.14. Normative CEI din domeniul centralelor eoliene

In ceea ce priveste proiectarea sistemelor eoliene, la nivelul comunitatii europene s-a ajuns la un anumit nivel de cunoastere a functionarii acestor centrale electrice, consens ce a fost promovat prin o serie de recomandari incluse in 16 normative CEI, din care 8 au fost asimilate ca standarde europene, standarde care sunt preluate si de catre tara noastra.

14 J.R. Hendershot, T.J.E. Miller,: Design of brushless permanent magnet motors, 1994

RST/etapa 1/p.53

Normative CEI din domeniul centralelor eoliene

CEI 60050-415:1999

International Electrotechnical Vocabulary - Part 415: Wind turbine generator systems

SR CEI 60050-415:2005

IEC 61400-1:2005

Wind turbines - Part 1: Design requirements -

IEC 61400-2:2006

Wind turbines - Part 2: Design requirements for small wind turbines

-

IEC 61400-11:2006

Wind turbine generator systems - Part 11: Acoustic noise measurement techniques

-

IEC 61400-12-1:2005

Wind turbines - Part 12-1: Power performance measurements of electricity producing wind turbines

-

IEC/TS 61400-13:2001

Wind turbine generator systems - Part 13: Measurement of mechanical loads

-

IEC/TS 61400-14:2005

Wind turbines - Part 14: Declaration of apparent sound power level and tonality values

-

IEC 61400-21:2001

Wind turbine generator systems - Part 21: Measurement and assessment of power quality characteristics of grid connected wind turbines

-

IEC/TS 61400-23:2001

Wind turbine generator systems - Part 23: Full-scale structural testing of rotor blades

SR CEI/TS 61400-23:2006

IEC/TR 61400-24:2002

Wind turbine generator systems - Part 24: Lightning protection

SR CEI/TR 61400-24:2006

IEC 61400-25-1:2006

Wind turbines - Part 25-1: Communications for monitoring and control of wind power plants - Overall description of principles and models

-

IEC 61400-25-2:2006

Wind turbines - Part 25-2: Communications for monitoring and control of wind power plants - Information models

-

IEC 61400-25-3:2006

Wind turbines - Part 25-3: Communications for monitoring and control of wind power plants - Information exchange models

-

IEC 61400-25-5:2006

Wind turbines - Part 25-5: Communications for monitoring and control of wind power plants - Conformance testing

-

IEC WT 01:2001

IEC System for Conformity Testing and Certification of Wind Turbines - Rules and procedures

-

IEC 61400-SER:2006

Wind turbine generator systems - ALL PARTS

Normative europene si nationale din domeniul centralelor eoliene

EN 50308:2004

Wind turbines - Protective measures - Requirements for design, operation and maintenance

SR EN 50308:2005

EN 61400-1:2005

Wind turbines -- Part 1: Design requirements SR EN 61400-1:2006

RST/etapa 1/p.54

EN 61400-2:1996

Wind turbines -- Part 2: Design requirements for small wind turbines

SR EN 61400-2:2001

EN 61400-11:2003

Wind turbine generator systems -- Part 11: Acoustic noise measurement techniques

SR EN 61400-11:2004

EN 61400-11:2003/A1:2006

Wind turbine generator systems -- Part 11: Acoustic noise measurement techniques

-

EN 61400-12:1998

Wind turbine generator systems -- Part 12: Wind turbine power performance testing

SR EN 61400-12:2001

EN 61400-12-1:2006

Wind turbines -- Part 12-1: Power performance measurements of electricity producing wind turbines

-

EN 61400-21:2002

Wind turbine generator systems -- Part 21: Measurement and assessment of power quality characteristics of grid connected wind turbines

SR EN 61400-21:2003

Dupa cum se observa, au fost promovate o serie de recomandari legate de siguranta in exploatare (indeosebi pentru asigurarea protectiei muncii, protectiei la descarcarile electrice din atmosfera etc), dar si legate de zgomot.

In prezent asistam la o tendinta tot mai accentuata de marirea valorii puterilor instalate, ca unitate de producere a energiei electrice, cat si ca numar de centrale instalate. Astfel, la expozitia internationala de Hanovra din acest an, care a avut ca principal subiect “energia”, a fost anuntata instalarea unei prime instalatii eoliene de 10 Mw. Aceasta ar urma sa fie montata off- shore, pa malul marii Baltice, urmand a fi curand urmata de instalarea si de alte centrale.

Efortul financiar este pe de plin justificat, in conditiile unei solicitari tot mai ridicate de energie si a preocuparilor unor guverne de a obtine un anumit grad de independenta energetica.

5.2. Stabilirea temelor de proiectare si a conditiilor de interfata intre subsistemele componente (Activitatea I.2 din planul de realizare)

Temele de proiectare pentru subsistemele componente sunt prezentate in anexele 1 si 2 la prezentul studiu. In acest paragraf, care raspunde activitatii I.2 din planul de realizare este prezentata prin asamblare tema de proiectare pentru sistemul de conversie a energiei eoliene in ansamblu.

Denumire: Sistem de conversie a energiei eoliene cu conectare la retea tip WECSYS – W 200, cu urmatoarea componenta:

1. Motor eolian tripal, cu lagaruire proprie, cu urmatoarele caracteristici de baza:

Număr pale: 3 Sensul de rotaţie: Conform acelor de ceasornic Diametrul rotorului: 32 m Lungimea unei pale: 15,40 m Suprafaţa palei: 16 mp

RST/etapa 1/p.55

Greutatea palei: 350 kg Torsionarea: 12,9° Profil: NACA 63xxxx Diametrul cercului de

fixare: 0,82 m

Coarda minimă: 0,45 m Corda maximă: 1,43 m Protecţie la trăsnet: Da Unghiul conului de

rotaţie: 3°

Conexiune: 28 x M 24 Puterea maximă (la 12

m/s): 298 kW

Cuplu maxim: 53,22 kN Turaţia: 33 rot/min. Îmbinare: Rulemenţi cu un singur rînd de role, în

X, cu dantură interioară sau fără

2. Stalpul de sustinere, cu urmatoarele caracteristici:

Material: Betona armat turnat cu cofraj glisant Forma: Cilindru cu diametru constant pe toată

lungimea Înălţime: 35 – 40 m (în funcţie de condiţiile de la

locul de amplasament) Diametrul exterior: 2,60 m Diametrul interior: 2,10 m Grosimea peretelui: 0,25 m

3. Nacela

Şasiu: Profile metalice Învelitoare: Materiale compozite pe bază de fibră de

sticlă Lungime: 5,50 m Lăţime 2,60 m Înălţime: 2,60 m Dispozitiv de rotire: Rulment cu role pe un singur rînd, montate

încrucişat, cu dantură exterioară

4. Generatorul sincron, cu lagaruire proprie, cu urmatoarele caracteristici de baza:

Tip: generator sincron lent, cu actionare directa, cu magneti permanenti Conditii tehnice principale: Putere nominala 200 kW Turatie nominala 33 rpm Tensiune nominala 600 V (480 V optional) Randament nominal 94.5 % Numar de faze 3, conexiune Y sau combinatie Y/∆ Numar terminale 6

RST/etapa 1/p.56

Frecventa nominala 36 Hz Tipul sarcinii: redresor/invertor comandat Cuplu static parazit de pulsatie 2% max Conditii de fiabilitate si mentenanta MTBF 87.600 ore la 30oC Durata de viata 20 ani Nu necesita intretinere cu exceptia controlului periodic si lubrifierii lagarelor Conditii de mediu ambiant Temperatura mediului: -40oC pina la +50oC Umiditate 95% (la 30oC) Grad de protectie IP54 Zona seismica 4 Altitudine 1500 m (max) Dimensiuni de gabarit si montaj Conform desenului atasat Masa estimata 5800 kg Detalii constructive: Sistem de fixare: pe talpi, total 6 gauri Φ40 mm Capat de ax: Φ260 mm/lungime 500 mm cu pana paralela 32/250 mm; filetat interior M48/160 mm (optional; de specificat in comanda) Carcasa si scuturi in constructie sudata, din otel, cu nervuri de consolidare, fixare cu suruburi Iesire terminale (cablu trifilar 3x63 mm2) – optional, lateral prin scutul B sau prin carcasa, sus, lateral sau jos (de specificat prin comanda). Sistem magnetic: masina multipolara in constructie clasica cu stator exterior (tabla electrotehnica tip M530) si rotor de tip butuc cu magneti de tip NdFeB lipiti pe suprafata Lagaruire (codificare SKF):

-partea A: rulment cu role Φ140/ Φ300/102 mm (NJG 2328 VH) -partea B: rulment cu bile axial radial Φ140/ Φ300/124 mm (7328 BCB) Protectie anticoroziva: vopsire

5. Invertor trifazat pentru conectare la retea

Caracteristici tehnice: • Tensiunea de intrare furnizată de generator 3 x 690 V • Frecvenţa tensiunii de intrare 20Hz-100Hz • Puterea 200kW • Tensiunea de ieşire 3x400Vca±5% • Frecvenţa tensiunii de ieşire 50Hz ±1Hz

RST/etapa 1/p.57

RST/etapa 1/p.58

Generator sincron lent cu magneti permanenti, desen de gabarit si montaj

ANSAMBLUINVERTOR

CHOPPERRIDICATOR

ANSAMBLUREDRESOR

A1 - X1/E1

A4/ -15

1 2

A4/ M

12

x1

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

.

6

3

1 2

E G C

V1 V3

SKM300GB063

E G C

X3

A2 - X3/C1+15

E G C E G C

A3 - X1/2

E G C E G C

A1 - X2/E1

E G C

SKM300GB063

-15

A4/ +15

V3

V2

5 A2 - X3/E1

3

A1 - X1/C1

A1

V5

A2 - X3/G2

A3 - X2/2

A2 - X3/G1

A2 - X3/1

5

MOTOR STEPPER

123

A1 - X1/G1

6

C2

5

A2 - X3/2

SUR

SA

ST

AB

ILIZ

ATA

_2

A3

5V0V+15V

0V-15V

12

A1 - X2/C2

J10

V4

U1

LV 25-P

M

HT+

HT -

+ 15

-15

A3 - X2/5

A2 - X3/C2

MBB20_2

U8

5V

0V

+15V

-15V

1

2

3

1

2

3

1 2 3 4 5 6 7 8 1 2 3 4 5

7

X1

A3 - X2/3

FIL

TE

R_2

12

+-

A5 / M

LV 25-P

M

HT+

HT -

+ 15

-15

4

F1

4

A5 / +15

M3

4

J3

A2 - X3/3

1 2

J7

1 2

A1 - X2/G1

J2_2

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

A2 - X3/E2

A5 / -15

SKM300GB063

J1

A1 - X2/C2

J8

C2

A1 - X2/G2

7

U6

LV 25-P

M

HT+

HT -

+ 15

-15

A3 - X2/1

C1

2

V6

2

A1 - X2/C1

C2

SKHI 22A

1/IT2/0V3/0V4/I BAT

1/+15V2/0V3/0V4/-15V

12345

1/+152345

1/0V2

L1

V1

U7

X5

X4X3

X1

X2

B11

2

U3

U2

V4

U4

V6

V5F2

F3

V4

6

.

V5

A4 - X4/G2

5

A4 - X4/C2

4

3

SKM300GB063

A4 - X4/E22

7

V6

A4 - X4/C1

A4 - X4/E1

A4 - X4/G1

FILTRU SINUS

X2I >

?V...?V

Q1

EGC EGC+1

5VB

OT

ER

RT

OP

GN

DSKHI 22A

EGC

+15V

BO

TE

RR

TO

PG

ND EGC EGC

+15V

BO

TE

RR

TO

PG

ND

EGC EGC+1

5VB

OT

ER

RT

OP

GN

DSKHI 22A

SKHI 22A

Echipament electronic de cuplare la retea (grup redresor/invertor comandat)

RST/etapa 1/p.59

6. Concluzii de etapa

Prezenta lucrare răspunde cerinţelor aferente primei etape a proiectului 22-119 (Sistem complet de conversie a energiei eoliene de 200 kw la 33 rot/min cu conectare la sistemul energetic) cu referire la elaborarea studiului preliminar privind realizari existente pe plan national si mondial in domeniul proiectului precum si definitivarea temelor de proiectare a sistemului complet si a principalelor subansamble astfel incat sa fie definite conditiile de interfata intre ele.

Studiul tehnic elaborat, cu referire la motorul eolian, generatorul sincron lent, invertorul interconectat cu reteaua, partea de structura (stalp, nacela, sisteme de control) a pus in evidenta cel putin urmatoarele elemente considerate ca realizari de etapa:

6.1. Exista posibilitatea tehnica de realizare in tara, in cadrul proiectului, a unui sistem eolian complet de 200 kW/33 rpm care, montat intr-o locatie definita sa produca energie electrica trimisa in reteaua de joasa tensiune la parametri de calitate necesari conform reglementarilor in vigoare

6.2. Pentru aceasta, motorul eolian va fi realizat sub forma unei turbine eoliene tripale din fibra de sticla si carbon armata cu un diametru exterior al rotorului de aproximativ 30 m, montajul in butucul turbinei avand prevazut sistemul de control al pasului elicei (pitch control) in vederea adaptarii necesare intre viteza vantului si puterea mecanica efectiv convertibila. Fibra de sticle şi carbon, material care se găseşte şi prelucrează uşor, are avantajul ca are proprietatile mecanice neceare, inclusiv sub aspectul protecţiei împotriva coroziunii (cu importanţă majoră în aplicaţiile „off shore” dar nu numai)

6.3. Turbina eoliana este cuplata direct cu un generator sincron lent cu magneti permanenti de joasa turatie (low speed, direct drive) astfel incat urmeaza sa fie evitata utilizarea unui multiplicator de turatie care se practica in unele aplicatii. Avantajul cuplarii directe consta pe de o parte in eliminarea din lantul cinematic a unui echipament complex, pretentios si scump, necesitand intretinere periodica, iar pe de alta parte in cresterea eficientei energetice astfel incat o mai mare parte din energia eoliana poate fi convertita in energie electrica. Trebuie mentionat ca un avantaj colateral dar nu lipsit de importanta eliminarea zgomotului multiplicatorului realizat cu roti dintate. Generatorul urmeaza sa fie prevazut cu un sistem de infasurari combinate stea-triunghi care sa preia functia de reglare a tensiunii de linie in conditiile turatiei variabile dictate de viteza vantului si de sarcina in lipsa unui sistem de control al excitatiei. Sistemul a fost testat experimental in aceasta etapa la ICPE-ME pe un model redus cu rezultate promitatoare.

6.4. Pentru injectarea puterii electrice in reteaua de joasa tensiune urmeaza sa fie proiectat si realizat un invertor comnadat, sincronizat cu reteaua, cu elemente semiconductoare de tip IGBT, avand in circuitul intermediar un echipament de tip chopper ridicator, necesar compensarii variatie tensiunii date de generatorul sincron pe de o parte datorita variatiei de turatie (ca urmare a vitezei variabile a vantului) respectiv datorita sarcinii (puterea trimisa in retea). Controlul deschiderii supapelor electronice ale invertorului se va face printr-o bucla de reglare cu elemente de intrare viteza vantului si vitaza de rotatie a turbinei eoliene, proportionala cu frecventa marimilor electrice ale generatorului sincron.

6.5. Stalpul ca parte esentiala a constructiei urmeaza sa fie realizat intr-o structura circulara, din beton armat ridicat prin tehnologia cofrarii glisante, cu scara interioara de einspectare a nacelei si echipamemntelor de la partea superioara.

RST/etapa 1/p.60

Stalpul urmeaza sa fie prevazut in etapa de montaj cu propriile sisteme de ridicare care sa permita ridicarea si montarea motorului eolian si a generatorului sincron.

6.6. La parterul stalpului sau in imediata vecinatate urmeaza sa fie amplasate echipamentele statice (invertorul, filtrele, eventual transformatorul de adaptare precum si sistemele de conectare si de protectie), legatura electrica dintre generatorul sincron si invertor fiind asigurata prin cablu trifilar coborator prin interiorul stalpului de sustinere.

6.7. Tema de proiectare generala a sistemului si sub-temele care au condus la asamblarea acesteia au fost elaborate in baza analizei stadiului national si mondial la nivelul de informatii si cunostinte existent la momentul de fata, urmand ca anumite elemente de determinare si/sau corectare sa fie avute in vedere, de comun acord pe parcursul proiectarii si realizarii intre partenerii participanti la proiect.

6.8. În etapa următoare a lucrării de cercetare (2009) se vor demara activitatile de proiectare a componentelor sistemului si a dispozitivelor necesare realizarii fizice a acestor componente, si se vor demara actiunile de achizitie a echipamentelor necesare realizarii fizice a sistemului eolian.

7. BIBLIOGRAFIE GENERALA 1. The Energy Charter Treaty, 1994, OJ no L69 9.03.1998 2. White Paper “Preparation of the Associated Countries of Central and Eastern Europe

for Integration into the Internal Market of the Union”, European Commission, COM (1995)163 final, May 1995

3. Directive 96/92/EC of the European Parliament and the Council concerning common rules for the internal market in electricity

4. Directive 98/30/EC of the European Parliament and the Council concerning common rules for the internal market in gas

5. Green Paper “Towards a European strategy for the security of energy supply”, COM/2000/0769 final, Nov. 2000

6. Shaping a new Europe, COM(2000)254 final 7. Final report on the Green Paper “Towards a European strategy for the security of

energy supply”, COM(2002)321 final, Iulie 2002 8. Candidate Countries: Import Dependency, Directorate for Energy and Transport,

Energy and Transport in Figures – 1998 9. Report to the Council and the European Parliament on Harmonization 10. Requirements: Directive 98/30/EC on common rules for the internal market in

natural gas”, COM (1999)612 11. Recent progress with Building the Internal Electricity market, COM (2000) final

Communication on Completion of the Internal Market in Energy, COM (2001)125 final

12. First report on the implementation of the internal electricity and gas market, SEC(2001)1957

13. European Energy Infrastructure, COM (2001) 14. An Internal Market in Energy, COM (2000)4(9) 15. Enlargement of the European Union – Guide to the Negotiations Chapter by Chapter,

European Commission, 2002 16. Peer - Review Status Report, Council of the European Union, 9601/02, 2002 17. Regular Reports on Romania’s progress towards accession, European Commission,

1998, 1999, 2000, 2001 şi 2002 18. Competition in Energy Markets – Law and regulation in the European Union, Peter

Cameron, 2002 19. Energy Policy in the European Union, Janne Haaland Matlary, 1997 20. Pinning hopes on renewable energies, Josef Auer, Deutsche Bank Research, 2001

RST/etapa 1/p.61

21. Enlargement poses big challenges to European energy policy, Josef Auer, Deutsche Bank Research, 2002

22. EU Energy Policy and Future European Energy Markets - Consequences for the 23. Central and East European States, Margarita M. Balmaceda, Mannheimer Zentrum

fur Europaische Sozialforschung, Working Paper 24. Considerations on the reform of the power sector, Ionuţ Purica, revista Millenium III

nr.5 - “A workshop of ideas and projects for European integration and global civilization”

25. Strategia naţională de dezvoltare energetică a României pe termen mediu 2001 – 2004, iunie 2001

26. Strategia de dezvoltare energetică a României pe termen lung 2002 – 2015 27. Slootweg, J. G., de Haan, S. W. H., Polinder, H., and Kling, W. L. 'Voltage Control

Methods with Grid Connected Wind Turbines: a tutorial review'. Wind Engineering. Vol. 25, no. 6. 2001, pp. 353-365.

28. Zinger, D. S. and Muljadi, E. 'Annualized Wind Energy Improvement Using Variable Speeds'. IEEE Transactions on Industry Applications. Vol. 33, no. 6. November-December 1997, pp. 1444-1447.

29. Hoffmann, R. and Mutschler, P. 'The Influence of Control Strategies on the Energy Capture of Wind Turbines'. 2000 IEEE Industry Applications Society Annual Meeting, Rome, 8-12 October, 2000.

30. Slootweg, J. G. and Kling, W. L. 'Modelling and Analysing Impacts of Wind Power on Transient Stability of Power Systems', Wind Engineering. Vol. 26, no. 1, 2002, pp. 3-20.

31. Slootweg, J. G. and de Vries, E. Fault response of wind turbines, Energietechniek, Vol. 80, no.7/8, July/August 2002, pp 32-36 (in Dutch).

32. Slootweg, J. G., Polinder, H., and Kling, W. L. 'Dynamic Modelling of a Wind Turbine with Direct Drive Synchronous Generator and Back to back Voltage Source Converter and its Controls'. 2001 European Wind Energy Conference and Exhibition. Copenhagen, Denmark. 2-6 July 2001.

33. Slootweg, J. G., Polinder, H., and Kling, W. L. 'Dynamic Modelling of a Wind Turbine with Doubly Fed Induction Generator'. 2001 IEEE Power Engineering Society Summer Meeting, Vancouver, Canada, 15-19 July 2001.

RST/etapa 1/p.62