1

Elektrotehnički fakultet u Beogradu Katedra za Elektroenergetske sisteme

Željko ðurišić

VJETROELEKTRANE II DIO

Beograd, 2013.

2

S A D R Ž A J

5. VJETROTURBINE .......................................................................................................................... 4 5.1 Vjetroturbine sa vertikalnom osovinom ...............................................................................4

5.1.1 Darriusova turbina .........................................................................................................4 5.1.2 Savoniusova vjetroturbina..............................................................................................5 5.1.3 H vjetroturbine ...............................................................................................................7

5.2 Vjetroturbine sa horizontalnom osovinom ...........................................................................8 5.3 Mehaničke karakteristike modernih vjetroturbina velike snage ..........................................9

5.3.1 Betzov zakon...................................................................................................................9 5.3.2 Teorija elementa lopatice vjetroturbine.......................................................................13 5.3.3 Sila, moment i snaga vjetroturbine ..............................................................................17

5.4 Idealna karakteristika snage vjetroturbine .........................................................................21 5.5 Koncepti upravljanja snagom kod realnih vjetroturbina ....................................................25

5.5.1 Vjetroturbine sa konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica.................26 5.5.2 Vjetroturbina sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica ........28

6. KONCEPTI ELEKTROMEHANIČKE KONVERZIJE ENERGIJE VJETRA ............................................. 33 6.1. Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa kratkospojenim kaveznim rotorom..............33 6.2. Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa namotanim rotorom i promjenljivim otpornikom u rotorskom kolu...................................................................................................35 6.3 Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa kaveznim rotorom i pretvaračem u statorskom kolu.........................................................................................................................36 6.4. Vjetroagregat sa vjetrogeneratorom - dvostrano napajanom indukcionom mašinom.....37 6.5 Vjetroagregat sa sinhronom mašinom sa namotanim rotorom .........................................40 6.6 Vjetroagregat sa sinhronom mašinom sa permanentnim magnetima...............................40

6.6.1 Konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima ..............................................42 6.6.2 Konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima sa koncentracijom fluksa ...43 6.6.3 Mašina sa žljebovima i aksijalnim pravcem fluksa .....................................................43 6.6.4 TORUS..........................................................................................................................44

6.7 Blok transformator kod vjetroagregata ..............................................................................45 7. ENERGETSKI PRETVARAČI KOD VJETROGENERATORA VELIKIH SNAGA ................................... 46

7.1 Tipovi energetskih pretvarača kod vjetrogeneratora sa asinhronom mašinom sa kaveznim rotorom .....................................................................................................................................46

7.1.1 Soft starter....................................................................................................................46 7.1.2 Kompenzator reaktivne snage......................................................................................47

7.2 Tipovi energetskih pretvarača u vjetrogeneratorima sa asinhronom mašinom sa namotanim rotorom..................................................................................................................50 7.2.1 Pretvarač za dinamičku kontrolu snage disipacije na eksternom otporniku u rotroskom kolu ............................................................................................................................................50

7.2.2 Back-to-back PWM naponski invertor kao pretvarač za DFIG konfiguraciju...............51 7.3 Back-to-back PWM naponski invertor kao pretvarač za punu snagu kod vjetroagregata sa sinhronim mašinama.................................................................................................................52

8. EKSPLOATACIONE KARAKTERISTIKE VJETROAGREGATA........................................................... 54 8.1 Stepen iskorišćenja vjetroagregata .....................................................................................54 8.2 Kriva snage vjetroagregata..................................................................................................55

8.2.1 Kriva snage vjetroagregata sa fiksnom brzinom obrtanja i pasivnom (stall) kontrolom

snage vjetroturbine ...............................................................................................................55

3

8.2.2 Kriva snage vjetroagregata sa promjenljivom brzinom obrtanja i aktivnom (ptich)

kontorlom snage vjetroturbine .............................................................................................55 8.3 Uticaj meteoroloških faktora na krivu snage vjetroagregata .............................................57

8.3.1 Uticaj promjene gustine vazduha na krivu snage vjetroagregata ...............................57 8.3.2 Uticaj kiše i leda na efikasnost vjetroagregata ............................................................58 8.3.3 Uticaj trubulentnosti vjetra na krivu snage vjetroagregata ........................................59

8.4 Mehanička naprezanja vitalnih elemenata vjetroagregata ................................................60 LITERATURA................................................................................................................................... 63

4

5. VJETROTURBINE

Kinetička energija vjetra se transformiše u mehaničku energiju obrtnog kretanja pomoću vjetroturbine. Postoje različite konstrukcije vjetroturbina. Cilj je da se postigne što veći stepen iskorišćenja i stabilan rad u što širem opsegu brzina vjetra. Razvoj vjetroturbina je još uvijek intenzivan. Generalno vjetroturbine se dijele na vjetroturbine sa:

• vertikalnom osovinom, • horizontalnom osovinom.

5.1 Vjetroturbine sa vertikalnom osovinom

Kod vjetroturbina sa vertikalnom osovinom vjetar struji normalno na osu rotacije, pa se one ne moraju usmjeravati prema smjeru duvanja vjetra. Kod njih se generator i transformator postavljaju u podnožju turbine, te nisu potrebni jaki tornjevi. Na slici 5.1 prikazani su različiti tipovi vjetroturbina sa vertikalnom osovinom. Vjetroturbine sa vertikalnom osovinom generalno imaju nizak stepen iskorišćenja, pa se iz tog razloga danas praktično ne koriste za vjetroagregate većih snaga.

Slika 5.1: Različiti tipovi vjetroturbina sa vertikalnom osovinom: a) Darriusova vjetroturbina; b) Savoniusova vjetroturbina; c) H vjetroturbina

5.1.1 Darriusova turbina

Dobila je ime po francuskom inženjeru George Jeans Darriusu (patent iz 1931. godine) i razvijana je za relativno velike snage. Darriusova turbina se obično gradi sa dva ili tri luka. Ova vrsta turbine spada u brzorotirajuće turbine, što je pogodno u pogledu elektromehaničke konverzije jer omogućava upotrebu generatora sa malim brojem polova. Vjetrogenerator je smješten na tlu, čime se eliminiše potreba za stubom, i generalno povećava stabilnost čitavog vjetroagregata. Nije potreban mehanizam za zakretanje turbine prema smjeru vjetra, jer vjetar struji normalno na osu rotacije nezavisno od smjera duvanja. Darriusove vjetrotrurbine imaju dosta nedostataka. Brzina vjetra blizu tla je mala pa je i efikasnost vjetroturbine mala. Vjetroturbina nije samostartujuća, odnosno ovaj tip turbine zahtijeva motorno zalijetanje. Neophodno je vjetroturbinu pričvrstiti čeličnim sajlama za zemlju što se pokazalo kao nepraktično na površinama koje se koriste u zemljoradnji. Danas se ovaj tip turbine gotovo u potpunosti napustio jer su se moderne trokrake vjetroturbine sa horizontalnom osovinom pokazale kao efikasnije i prihvatljivije rješenje.

a) b) c)

5

5.1.2 Savoniusova vjetroturbina

Dobila je naziv po konstruktoru S. J. Savoniusu. Princip rada ove turbine je potpuno različit u odnosu na Dardiusovu turbinu. Ova trubina se sastoji od dva polucilindra i radi na principu razlike aerodinamičkih koeficijenata otpora (Drag Coefficients) za cilindrični konveksni i konkavni dio. Na slici 5.2 prikazane su vrijednosti aerodinamičkih koeficijenata otpora CD za različite oblike prepreka vjetru.

Slika 5.2: Vrijednosti aerodinamičkih koeficijenata (Drag Coefficients) za različite oblike prepreka

Na slici 5.3 prikazan je horizontalan presek Savoniusove vjetroturbine sa naznačenim smerom duvanja vjetra i rotacije turbine. Ova vrsta turbina spada u sporohodne turbine i maksimalna teorijska brzina odgovara brzini vjetra.

Slika 5.3: Princip rada Savonius-ove vjetroturbine

Ako se neka prepreka kreće u smjeru duvanja vjetra brzinom U i ako je brzina vjetra V, onda je sila kojom vjetar djeluje na prepreku:

( )2

21

UVACF DD −= ρ (5.1)

Odgovarajuća snaga je:

( ) UUVACP DT ⋅−= 2

21 ρ (5.2)

Kod Savoniusove vjetroturbine konkavni polucilindar, čiji je aerodinamički koeficijent CD1 , se kreće u smjeru duvanja vjetra, a konveksni, čiji je aerodinamički koeficijent CD2, u suprotnom smjeru, pa je rezultantna sila:

cilindar sfera

zatvorena otvorena

zatvoren otvoren

polusfera

polucilindar

6

( ) ( )22

21 2

121

UVACUVACF DDD +−−= ρρ . (5.3)

Odnosno, odgovarajuća snaga je:

( ) ( )[ ] UUVCUVCAP DDT ⋅+−−= 22

212

1 ρ (5.4)

ili

( ) ( )( )[ ]22

21

3 1121 λλλρ +−−⋅⋅= DDT CCAVP , (5.5)

gdje je V

U=λ tzv. tip speed ratio.

Faktor snage Savoniusove vjetroturbine je:

( ) ( )( )[ ]22

21

30

11

21

λλλρ

+−−⋅=== DDTT

P CCAV

P

P

PC . (5.6)

Moment na vratilu vjetroturbine je:

( ) ( )( ) 22

22

212

2111

21

VARCCC

ARVPP

M mDD

RUT

T

TT ρ

λλλρ

ω=+−−=== (5.7)

Iz prethodne analize se može zaključiti da je osnovna težnja kod turbina koje rade na principu sile pritiska da se ostvari dobar pritisak vjetra na površinu koja se kreće niz vjetar i što manji otpor vjetru na površinu koja se kreće uz vjetar. Ova težnja je proizvela više varijanti Savoniusove vjetroturbine. Moderan koncept ove turbine (conventional Savonius rotor) je prikazan na slici 5.4. Kao bitan parametar pri optimizaciji performansi Savoniusove vjetroturbine pokazao se preklop e. Optimalne performanse Savoniusova turbina postiže pri preklopu od e/d=0,242 i e’=0.

Slika 5.4: Moderan koncept Savonijusove turbine sa naznačenim karakterističnim veličinama

V

7

Na slici 5.5 dat je dijagram koeficijenta snage i koeficijenta momenta za Savoniusovu vjetroturbinu sa optimalnim parametrima (conventional Savonius rotor)

Slika 5.5: Koeficijent snage (CP) i koeficijent momenta (Cm) za Savoniusovu vjetroturbinu

Moderna Savoniusova vjetroturbina postiže maksimalnu efikasnost od 30 %. Turbine koje rade na ovom principu se generalno odlikuju relativno velikim polaznim momentom. Ovakve vjetroturbine se uglanom koriste za napajanje izolovanih potrošača i pumpanje vode. Vrlo su jednostavne i mogu se napraviti u radionici od metalnih buradi.

5.1.3 H vjetroturbine

Ove turbine su suštini naprednije rješenje Darriusove vjetroturbine i rade na principu sile potiska koja se javlja na lopaticama turbine kao posledica razlike pritisaka pri strujanju vjetra oko lopatice, o čemu će biti riječi kasnije. Mogu imati dvije, tri i više lopatica. Vrlo su robusne i mogu se koristiti u regionima sa ekstremnim klimatskim uslovima i ekstremnim vjetrovima. Ova vrsta turbine danas nalazi primjenu za napajanje izolovanih potrošača, kao što su npr. telekomunikacioni antenski objekti.

Slika 5.6: Moderna H turbina (Ropatec 20 kW) sa osnovnim karakteristikama

8

5.2 Vjetroturbine sa horizontalnom osovinom

Vjetroturbine sa horizontalnom osovinom se danas dominantno koriste, kako za velike, tako i za male snage. Vjetroturbine sa horizontalnom osovinom mogu biti postavljene uz i niz vjetar. Vjetroturbine postavljene niz vjetar se same prilagoñavaju smjeru vjetra i ne zahtijevaju posebne mehaničke sisteme (yaw control). Osim toga, pri jačem vjetru nema opasnosti od kontakta lopatica i stuba jer se lopatice savijaju od stuba. Nedostatak im je što lopatice pri rotaciji prolaze kroz zavjetrinu stuba, čime se stvaraju mehaničke vibracije i buka. Osim toga stub stvara i turbulencije što smanjuje efikasnost vjetroturbine, pa se ovaj koncept danas rijetko koristi za veće snage.

Moderne vjetroturbine velikih snaga se grade sa horizontalnom osovinom i vjetroturbinom postavljenom uz vjetar, pa moraju imati sistem za zakretanje osovine u horizontalnoj ravni za praćenje promjene smjera vjetra. Mogu imati različit broj lopatica (slika 5.7), ali se najčešće koriste vjetroturbine sa tri lopatice jer daju najveći stepen iskorišćenja i najmanju oscilaciju mehaničkog momenta. Prečnik rotora ovih turbina zavisi od snage i kreće se od 30 m za snagu od 300 kW do 150 m za snagu od 6 MW (Alstom Heliade 150). Vjetroturbina se postavlja na vertikalni stub koji, u zavisnosti od prečnika rotora turbine, može biti visok i do 130 m. Stub se najčešće gradi kao čelični konusni ili hibridni čelično betonski, a za male snage može se graditi čelično-rešetkasta konstrukcija.

Slika 5.7: Različiti tipovi vjetroturbina velikih snaga sa horizontalnom osovinom: a) vjetroturbine sa jednom lopaticom i kontrategom; b) vjetroturbina sa dvije lopatice (600 kW); c) vjetroturbina sa tri lopatice (Vestas V90, 3 MW).

Vjetroagregati sa horizontalnom osovinom danas se sve više koriste i za male snage od nekoliko 100 W pa do nekoliko 10 kW i srednje snage (do 300 kW). U ovoj oblasti postoji intenzivan razvoj. Pored osnovne težnje da se postigne što bolja efikasnost konverzije, intenzivan razvoj podrazumijeva i smanjenje buke i vizuelno prihvatljiviji dizajn. Vjetroagregati malih snaga se uglavnom koriste za napajanje izolovanih potrošača (telekomunikacioni objekti, sistemi za navodnjavanje, vikendice, ...) koji su van urbane sredine. Na slici 5.8 prikazani su različiti modeli vjetroturbina malih snaga sa horizontalnom osovinom.

Za urbane gradske uslove vjetroagregati su i dalje neprihvatljivi, prije svega zbog buke i opasnosti za okolinu zbog mogućeg razletanja turbine usled havarije ili problema hvatanja leda na lopatice kojeg centrifugalne sile mogu otkinuti i pri normalnom pogonu vjetroturbine. Ipak, u poslednje vrijeme se intenzivno razvijaju koncepti malih turbina (sa horizontalnom i vertikalnom osovinom) koji su prihvatljivi i za urbane sredine.

a) b) c)

9

Slika 5.8: Različiti tipovi vjetroturbina manjih snaga sa horizontalnom osovinom: d) američka vjetroturbina za pumpanje vode sa usmjerivačem; e) trokraka vjetroturbina sa usmjerivačem; f) vjetroturbina male snage za urbane sredine (model predstavljen na sajmu EWEC u Marseju 2009.)

5.3 Mehaničke karakteristike modernih vjetroturbina velike snage

Koncept moderne vjetroturbine je trokraka vjetroturbina sa horizontalnom osovinom. Princip mehaničke konverzije kinetičke energije vjetra u obrtnu mehaničku energiju na vratilu vjetroturbine se zasniva na posebnom dizajnu lopatica vjetroturbine (aerofoil) koji pri strujanju vjetra oko lopatice dovodi do stvaranja uzgonske sile potiska slično kao kod avionskih krila. U makroskopskom smislu vjetroturbina koja rotira normalno na pravac duvanja vjetra predstavlja prepreku za vjetar. Makroskopski efekti rada vjetroturbine se mogu najboje objasniti preko modela aktuatorskog diska (actuator disc theory), pomoću kojeg se mogu izvesti bitni zaključci u pogledu efikasnosti vjetroturbine.

5.3.1 Betzov zakon

Vjetroturbina u makroskopskom pogledu usporava vjetar, odnosno oduzima vjetru odreñenu kinetičku energiju. Teorijski je nemoguće da vjatroturbina oduzme cjelokupnu kinetičku energiju vjetru jer mora postojati protok vjetra kroz turbinu, odnosno brzina vjetra iza vjetroturbine mora biti veća od 0. To znači da vjetroturbina moži i teorijski gledano oduzeti samo dio energije vjetra. Betzov zakon daje informaciju o maksimalnom teorijskom stepenu iskorišćenja vjetroturbine i može se izvesti pomoću modela aktuatorskog diska. Na slici 5.9 prikazan je model aktuatorskog diska. Površina koju pri rotaciji prebrišu lopatice vjetroturbine se posmatra kao homogeni kružni disk koji je normalan na pravac duvanja vjetra i koji ravnomjerno propušta vjetar. U daljoj analizi biće uključene sledeće pretpostavke:

• vazduh je homogen a njegovo kretanje laminarno, • nema prepreka strujanju vazduha ni ispred ni iza vjetroturbine, • brzina vjetra je ravnomjerna na površini aktuatorskog diska, • vazduh koji prolazi kroz aktuatorski disk zatvoren je u strujnoj cijevi, • gustina vazduha je konstantna, • nema rotacije vazduha prouzrokovane diskom.

d) e) f)

10

Slika 5.9 Karakteristične brzine vjetra i širenje struje vjetra

pri nailasku na vjetroturbinu (aktuatporski disk) Oznake na slici 5.9 su:

V– srednja brzina neporemećenog vjetra daleko ispred vjetroturbine (na udaljenosti na kojoj se ne osjeća prisustvo vjetroturbine), A∞ – površina poprečnog presjeka strujne cijevi koja odgovara neporemećenom vjetru ispred vjetroturbine, VD – srednja brzina vjetra kroz površinu vjetroturbine (aktuatorskog diska), AD – površina koju pri rotaciji prebrišu lopatice vjetroturbine (površina aktuatorskog diska), A-∞ – površina poprečnog presjeka strujne cijevi daleko iza vjetroturbine. V-∞ – srednja brzina vjetra daleko iza vjetroturbine,

U makroskopskom pogledu vjetroturbina usporava vjetar od brzine V do brzine V-∞ . Koristan

rad predstavlja razliku kinetičkih energija vjetra ispred i iza turbine. Pri nailasku vjetra na vjetroturbinu dolazi do porasta pritiska vazduha ispred vjetroturbine +

Dp i pada pristiska iza

vjetroturbine −Dp , slika 5.10.

Slika 5.10: Promjena brzine vjetra i pritiska vazduha pri nailasku na vjetroturbinu (aktuatorski disk)

11

Brzina vjetra se usporava ispred vjetroturbine. Na osnovu zakona o održavanju mase, u stacionarnom stanju maseni protok vazduha u svim poprečnim presjecima posmatrane strujne cijevi mora biti isti, odnosno:

∞−∞−∞ == VAVAVA DD ρρρ . (5.8)

Dakle, vjetroturbina usporava vjetar i vrši njegovu ekspanziju (tzv. prelamanja vjetra), pa se poprečni presjek strujne cijevi mijenja obrnuto srazmjerno promjeni brzine vjetra i ima oblik kao što je prikazan na slici 5.9. Iza turbine vjetar će duvati kroz veći poprečni presjek nego prije nailaska na turbinu jer je brzina vjetra iza vjetroturbine manja nego ispred. Od posebnog interesa za analizu korisnog rada turbine je brzina vjetra na mjestu vjetroturbine.

Sila pritiska vjetra na aktuatorski disk se može dobiti primjenom zakona o promjeni količine kretanja, pa važi:

∞−∞−∞ −= AVAVFD22 ρρ (5.9)

Kombinujući prethodne dvije jednačine može se napisati sledeći izraz za silu pritiska vjetra na disk:

DDD VAVVF ρ)( ∞−−= . (5.10)

Obično se brzina vjetra na mjestu vjetroturbine (aktuatorskog diska) izražava u odnosu na brzinu vjetra neporemećenog strujanja:

VaVD )1( −= , (5.11)

gdje je a indukcioni faktor.

Sila kojom aktuatorski djeluje na vazduh unutar strujne cijevi, manifestuje se kao nagli pad pritiska neposredno iza aktuatorskog diska u odnosu na pritisak ispred diska (što se vidi na lici 5.10). Prema tome, može se pisati:

VaAVVAppF DDDDD )1()()( −−=−= ∞−

−+ ρ . (5.12) Primjenom Bernulijevu jednačinu na dijelove strujne cijevi ispred i iza aktuatorskog

diska mogu se napisati sledeće jednačine.

(5.13) gdje je p0 atmosferski pritisak. Oduzimanjem prethodnih jednačina dobija se:

(5.14) Zamjenom prethodnog izraza u relaciju (5.11) dobija se:

12

(5.15) Poredeći jednačine (5.11) i (5.15) može se zaključiti da se polovina pada brzine vjetra desi ispred, a polovina iza aktuatorskog diska, odnosno važi da je:

2∞−+

=VV

VD . (5.16)

Zamjenom prethodnog izraza u jednačinu (5.12) dobija se izraz za silu kojom vjetar djeluje na aktuatorski disk:

(5.17)

Snaga koju vjetar predaje turbini je:

(5.18)

Snaga vjetra PV kroz poprečni presjek AD, bez uticaja vjetroturbine, shodno relaciji (2.5), je:

3

21

VAP DV ρ= (5.19)

Odnos snage koju uzima vjetroturbina PD i ukupne snage vjetra PV naziva se koeficijent snage vjetroturbine:

(5.20)

Zamenom izraza (5.18) i (5.21) u prethodni izraz može se napisati izraz za koeficijent snage:

(5.21)

Dakle, koeficijent snage zavisi od odnosa brzina vjetra ispred i iza vjetroturbine. Diferenciranjem pethodnog izraza po promenljivoj a može se pronaći odnos brzina vjetra pri kojim je CP maksimalno:

(5.22)

Rešavanjem prethodne jednačine dobija se da se maksimalna teorijska vrijednost koeficient

snage postiže pri 31* =a i njegova vrijednost je:

(5.23)

13

Odnos ustaljenih brzina vjetra ispred i iza vjetroturbine pri maksimalnoj efikasnosti vjetroturbine je:

31

)21( * =−=∞− aV

V. (5.24)

Ako vjetroturbina usporava vjetar koji na nju nailazi na trećinu njegove brzine, tada je snaga koju ona uzima maksimalna i iznosi 59,26 % snage vjetra. Ova činjenica poznata je pod nazivom Betzov zakon. Prethodni izraz dobijen je pretpostavljanjem idealizovanog modela vjetroturbine. Realne vjetroturbine postižu Cpmax oko 0,5.

5.3.2 Teorija elementa lopatice vjetroturbine

Konverzija kinetičke energije vjetra u obrtno kretanje turbine se vrši zahvaljujući aerodinamičkom profilu (airfoil ) lopatica vjetroturbine. Na slici 5.11 prikazan je poprečni profil lopatice vjetroturbine posmatran na nekom rastojanju r od ose rotacije (osovine vjetroturbine) i označeni su karakteristični uglovi i sile koje djeluju na posmatrani segment lopatice turbine.

Slika 5.11: Poprečni profil lopatice vjetroturbine posmatran na nekom rastojanju r od osovine turbine sa naznačenim karakterističnim uglovima i silama koje djeluju na njega

osa segmenta (čija je dužina c)

ravan rotacije vjetroturbine

⇒

14

Za konverziju energije vjetra u obrtno kretanje vjetroturbine mjerodavna je relativna brzina vazduha u odnosu na lopaticu vjetroturbine. Kada bi turbina stajala, relativna brzina opstrujavanja bi odgovarala brzini vjetra. Meñutim, pošto se turbina obrće onda je pri proračunu brzine kojom vazduh opstrujava lopaticu neophodno uračunati i brzinu kojom se kreće lopatica. Na primjer, ako je brzina vjetra V=0 m/s, pošto turbina rotira brzinom rΩ , relativna brzina kojom vazduh opstrujava analizirani segment turbine odgovara tangencijalnoj brzini segmenta vjetroturbine, odnosno rV rr Ω= . Taj vektor brzine djeluje u ravni rotacije vjetroturbine, kao na slici (koeficijent a’ koji figuriše u izrazu na slici 5.11 biće kasnije objašnjen). Pri analiziranoj pretpostavci (V=0 m/s) ugao vektora relativne brzine vjetra u odnosu na ravan rotacije bi bio

0=φ . Pretpostavimo slučaj da postoji vjetar (V>0 m/s) čiji je smjer normalan na ravan rotacije

vjetroturbine, odnosno normalan na vektor rrΩ . Brzina vjetra na mjestu vjetroturbine je )1( aV − , gdje je V brzina vjetra ispred vjetroturbine na udaljenosti na kojoj se ne osjeća

prisustvo vjetroturbine, a je indukcioni faktor (vidi relaciju 5.11). Vektor relativne brzine vjetra u odnosu na segment lopatice vjetroturbine je sada jednak vektorskom zbiru komponenti usled rotacije vjetroturbine i komponente usled postojanja vjetra. Treba uočiti da svaki segment lopatice ima različitu brzinu (segmenti dalji od ose rotacije imaju veću obimnu brzinu), te se i vektor relativne brzina vjetra mijenja duž lopatice i po intenzitetu i po smjeru. Za V>0 m/s je

0>φ . Ukoliko bi strujnice vazduha zadržale smjer kao i ispred turbine, onda bi koeficijent a’ (koji se naziva rotacioni indukcioni faktor) bio jednak 0. Meñutim, u realnim uslovima strujnice vazduha pri prolasku kroz vjetroturbinu dobijaju i rotacionu komponentu (wake rotation) i vazduh iza turbine rotira u smjeru suprotnom od rotacije vjetroturbine, pa uz uvažavanje ovog efekta komponenta relativne brzine vjetra usled rotacije postaje nešto veća odnosno )'1( ar r +Ω . Suprotan smjer rotacije vazduha iza turbine je posledica stvaranja potpritiska iza lopatice vjetroturbine pri njenoj rotaciji, što uzrokuje gradijentnu silu pritiska koja tjera vazduh da rotira ka polju nižeg pritiska, odnosno u suprotnom smjeru od rotacije vjetroturbine.

Na osnovu prethodne analize i slike 5.11 mogu se napisati sledeće jednačine koje definišu intenzitet relativne brzine vjetra i ugao vektora relativne brzine vjetra u odnosu na ravan rotacije za segment lopatice vjetroturbine koji se nalazi na rastojanju r od ose rotacije.

(5.25)

Od intenziteta relativne brzine vjetra i njenog napadnog ugla, u odnosu na osu poprečnog profila lopatice, zavisi intenzitet i smjer sila koje djeluju na lopaticu. Generalno, relativna brzina vjetra uzrokuje dvije sile na posmatranom segmentu lopatice i to silu uzgona (lift force) i silu otpora (drag force). Elementarne vrijednosti ovih sila (sile na jediničnoj dužini lopatice vjetroturbine) su date sledećim jednačinama:

)(2

2 αρLrelL CV

cf = (5.26)

)(2

2 αρDrelD CV

cf = (5.27)

gdje su:

CL – koeficijent potiska (lift coefficient),

CD – koeficijent otpora (drag coefficient),

15

c – dužina skeletnice (chord), α ( βφα −= ) – napadni ugao (angle of attack), koji je definisan kao ugao izmeñu pravca relativne brzine vjetra i ose poprečnog presjeka analiziranog segmenta lopatice. φ– ugao koji pravac relativnog vjetra zaklapa sa ravni u kojoj rotira vjetroturbina, β – ugao zakretanja lopatice (pitch angle).

Glavni mehanizam pokretanja vjetroturbine je vektor sile uzgona Lf , koji je normalan na

smjer vektora relativne brzine vjetra relV i usmjeren je prema zoni nižeg pritiska, tj. ka zadnjoj

strani lopatice, kao na slici 5.11. Pored ove sile, djeluje i sila pritiska vjetra na lopaticu

vjetroturbine, čiji je vektor Df u smjeru vektora relativne brzine vjetra.

Jedinične sile uzgona i pritska se mogu razložiti na tangencijalne i aksijalne komponente. Obrtni moment vjetroturbine stvara tangencijalna komponenta rezultantne sile koja se dobija kao zbir projekcija sile uzgona i sile pritiska na tangentu kružnice koju opisuje analizirani segment lopatice pri rotaciji vjetroturbine.

Na osnovu slike 5.11 može se napisati sledeća relacija za tangencijalnu komponentu sile:

))cos()()sin()((2

2 βααβααρ +−+= DLrelr CCVc

f . (5.28)

Projekcija rezultantne sile na aksijalnu osu vjetroturbine predstavlja silu pritiska vjetra na

turbinu. Podužna sila pritiska vjetra na vjetroturbinu je, na osnovu slike 5.11, data sledećim izrazom:

))sin()()cos()((2

2 βααβααρ +++= DLrelt CCVc

f . (5.29)

Aksijalna sila stvara momente savijanja lopatica turbine, stuba i temelja vjetroagregata.

Sila rf stvara korisni obrtni moment na vratilu vjetroturbine čija je elementarna vrijednost:

drCCrVc

drfrdT DLrelr ⋅+−+=⋅⋅= ))cos()()sin()((2

2 βααβααρ (5.30)

Na osnovu prethodne analize može se zaključiti da korisnu silu stvara efekat potiska, dok

efekat pritiska vjetra je negativan i on koči vjetroturbinu, jer je komponenta momenta koju stvara ova sila negativna, odnosno suprotna od smjera obrtanja turbine. Dakle, u fazi projektovanja vjetroturbine teži se da se što više poveća koeficijent CL i što više smanji koeficijent CD. Koeficijent CD je direktno zavisan od aerodinamičkog oblika profila lopatice vjetroturbine i iz tog razloga se teži da profil lopatice ima oblik koji pruža najmanji otpor strujanju vazduha, slika 5.11. Koeficijent CL direktno zavisi od napadnog ugla α . Na slici 5.12 prikazane su zavisnosti koeficijenata uzgona i pritiska u funkciji napadnog ugla α .

16

Slika 5.12: Zavisnosti koeficijenata uzgona i pritiska na lopaticu turvbine u funkciji napadnog ugla α

Za male vrijednosti napadnog ugla, keficijent uzgona raste praktično linearno sa

napadnim uglom, dok se koeficijent otpora praktično ne mijenja i približno je jednak nuli. Meñutim, pri napadnom uglu od oko 13° (koji zavisi od Reynoldsovog broja, tj. od karakteristika vazduha i aerodinamičkog profila lopatice), dolazi do naglog pada koeficijenta uzgona i do naglog porasta koeficijenta otpora. Ovo je tzv. stall efekat. Uzrok ove pojave leži u činjenici da pri posmatranom kritičnom napadnom uglu, strujanje vazduha oko lopatice turbine prestaje da bude laminarno i strujnice vazduha se odvajaju od površine lopatice, stvarajući vrtložno kretanje na gornjoj strani profila (strani niskog pritiska vazduha), što poništava razliku pritisaka izmeñu prednje i zadnje strane lopatice i dovodi do kolapsa sile uzgona. Na slici 5.13 ilustrovan je poprečni presjek lopatice vjetroturbine bez i sa stall efektom.

Slika 5.13: Ilustracija poprečnom presjeka lopatice vjetroturbine bez (slika lijevo )130<α i sa

stall efektom (slika lijevo )130>α

Na osnovu prethodne analize može se zaključiti da je za postizanje visoke efikasnosti vjetroturbina potrebno postići veliku vrijednost za odnos CL /CD . Pri pojavi stall efekta ovaj odnos naglo opadne. Stall efekat se kod nekih vrsta vjetroturbina koristi za limitiranje snage na pogonskoj osovini pri brzinama vjetra većim od nominalne. Naime, kod tzv. stall-controlled vjetrogeneratora, posebnom konstrukcijom lopatica vjetrotrubine, tj. odgovarajućim aerodinamičkim profilom, projektuje se pojava stall efekta pri odreñenoj brzini vjetra, čime se limitira mehanička snaga na vratilu vjetroturbine i na taj način se štite generator od preopterećenja. Ovaj efekat nije u potpunosti kontrolabilan.

17

Suština održavanja visoke efikasnosti konverzije energije vjetra u vjetroturbini zahtijeva da napadni ugao relativne brzine vjetra bude blizu kritične vrijednosti ugla α , ali ne preblizu, kako ne bi došlo do pojave stall efekat. S druge strane, u realnim uslovima imamo dva efekta koja su ključna u ovom pogledu. 1. Pri konstantnoj brzini vjetra V vektor relativne brzine vjetra Vrel se mijenja i po smjeru i po

intenzitetu idući od ose rotacije prema vrhu lopatice vjetroturbine (jer se mijenja komponeta )'1( ar r +Ω u relaciji 5.25). Da bi se napadni ugao održao na konstantnu vrijednost neophodno je da lopatica bude linearno helikoidalno uvrnuta, idući od vrha prema glavčini. Ovo se postiže u fazi proizvodnje lopatica. Obično se lopatice velikih turbina prave u velikim halama u jednom komadu i njihova finalna obrada je obično ručna.

2. Pri promjeni brzine vjetra (pri konstantnoj brzini obrtanja vjetroturbine rΩ ) mijenja se napadni ugao i intenzitet Vrel jer se mijenja komponenta V u relaciji (5.25). Da bi se održala vrijednost napadnog ugla na optimalnu vrijednost potrebno je, ili mijenjati ugao zakretanja lopatice vjetrotubine β , tako da se održava .const=φ , ili, shodno relaciji (5.25), mijenjati

brzinu obrtanja rΩ proporcionalno promjeni brzine vjetra kako bi održali constr

V

r

=Ω

.

Za vjetrotubinu definiše se veličina λ - tip speed ratio koja predstavlja odnos periferne brzine vrha lopatice vjetroturbine prema brzini vjetra:

V

RrΩ=λ , (5.31)

gdje je R poluprečnik turbine. Ugao zakretanja lopatice vjetroturbine β (pitch angle) i parametar λ (tip speed ratio) su dva najbitnija elementa u strategiji upravljanja vjetroturbinom.

5.3.3 Sila, moment i snaga vjetroturbine

Da bi se dobila ukupna aksijalna sila pritiska (Ft) koja djeluje na turbinu u pravcu ose

osovine vjetroturbine, kao i ukupni obrtni moment (T) koji proizvodi koristan rad na pogonskoj osovini, potrebno je integraliti jednačine (5.29) i (5.30) duž lopatica vjetroturbine. U jednačinama (5.32) i (5.33) indeksi 1, 2 i 3 se odnose na tri lopatice vjetroturbine, pošto se njihove podužne sile razlikuju zbog visinskog profila brzine vjetra, kao i različitog poprečnog profila duž lopatice.

∫∫∫ ++=R

t

R

t

R

tT drfdrfdrfF0

3

0

2

0

1 (5.32)

∫∫∫ ⋅+⋅+⋅=R

r

R

r

R

r drfrdrfrdrfrT0

3

0

2

0

1 (5.33)

Mehanička snaga (P) na pogonskoj osovini se može dobiti iz proizvoda ukupnog

momenta koji razvija vjetroturbina i ugaone brzine obrtanja turbine.

rTP Ω⋅= (5.34)

Integraljenje elementarnih sila i momenata duž lopatica vjetroturbine se obično vrši numerički jer se duž lopatice mijenja više parametara čije promjene je teško analitički definisati

18

(mijenjaju se relativna brzina vjetra, dužina skeletnice, ugao izmeñu ose profila lopatice i ravni rotacije (ugao φ ), indukcioni faktori a i a’), a takoñe je potrebno uvažiti i visinsku promjenu brzine vjetra. Uobičajen način predstavljanja sile potiska, momenta, i korisne snage koja se razvija na pogonskoj osovini je pomoću bezdimenzionih koeficijenata: pritiska (TC ), momenta

( QC ) i snage ( PC ).

(5.35)

(5.36)

(5.37) Relacije 5.35, 5.36 i 5.37 predstavljaju osnovni skup jednačina koje definišu konverziju

kinetičke energije vjetra u obrtnu mehaničku energiju. Treba napomenuti da se brzina vjetra V koja figuriše u prethodnim jednačinama odnosi na slobodnu (bez uticaja vjetroagregata) brzinu vjetra na visini osovine vjetorutbine. Kombinujući jednačinu za moment i snagu vjetroturbine može se uspostaviti veza izmeñu koeficijenata QC i PC :

(5.38)

Sva tri koeficijenta su funkcija ugla zakretanja lopatica β i parametra λ (tip speed

ratio). Na slici 5.14 prikazana je zavisnost koeficijenata PC od parametara β i λ .

Slika 5.14: Zavisnost koeficijenta snage PC u funkciji β i λ

19

Analizirajući sliku 5.14, vidi se da koeficijent snage ima maksimalnu vrijednost pri odreñenim vrijednositma 0λλ = i 0ββ = , pri čemu je 00 ≈β . Ovo ima dvije veoma važne

posledice:

1. 00 ≈β znači da će bilo kakva promjena ugla značiti smanjenje efikasnosti konverzije

kinetičke energije vjetra, 2. Maksimalna efikasnost konverzije postiže se pri 0λλ = . S obzirom da je )(Vf=λ ,

shodno jednačini (5.31), za održavanje maksimalnog stepena iskorišćenja pri promjeni brzine vjetra potrebno je mijenjati brzinu obrtanja vjatrotrubine. To znači da će vjetroturbine koje rade sa konstantnom brzinom obrtanja rotora, maksimalnu efikasnost postizati samo pri odreñenoj brzini vjetra. Sa druge strane, vjetroturbine koje rade sa promjenjivom brzinom obrtanja rotora, moći će da rade sa maksimalnom efikasnošću u znatno širem opsegu promjena brzina vjetra.

Na slici 5.15 prikazana je zavisnost koeficijenata QC od parametara β i λ .

Slika 5.15: Zavisnost koeficijenta snage QC u funkciji β i λ

Analizirajući sliku 5.15 može se zaključiti da pri zaletanju vjetroturbine (kada je 0λλ < )

potrebno je lopatice vjetroturbine zakrenuti tako da je ugao 030≈β kako bi imali najveći moment i najbrže zaletanje vjetroturbine. Na slici 5.16 prikazana je promjena koeficijenata QC i PC u funkciji parametra λ pri

00 == ββ .

20

Slika 5.16: Promjena koeficijenata QC i PC u funkciji parametra λ pri 00 == ββ .

Na osnovu slike 5.16 može se zaključiti da maksimalni moment, nastupa pri manjim

vrijednostima brzine obrtanja od brzine obrtanja turbine pri kojoj se postiže maksimum snage, odnosno:

0max λλ <Q . (5.39)

Da bi vjetroturbine sa promjenjivom brzinom obrtanja rotora mogle da rade sa

maksimalnom efikasnošću u širem opsegu promjena brzina vjetra, potrebno je brzinu obrtanja rotora podešavati prema brzini vjetra tako da se održava 0λλ = . Na osnovu prethodne analize i

jednačine (5.31) slijedi da za svaku brzinu vjetra V postoji optimalna brzina obrtanja turbine

rΩ pri kojoj je stepen iskorišćenja, odnosno koeficijent snage CP , maksimalan. Prethodna teorija je primjenljiva za sve vjetroturbine koje rade na principu sile potiska.

Analize pokazuju da za svaki tip turbine postoji različit optimalni parametar0λ pri kojem je

efikasnost maksimalna. Na slici 5.17 prikazani su tipični dijagrami efikasnosti za različite vrste vjetroturbina. Može se zaključiti da najveću efikasnost ima moderna trokraka vjetroturbina sa horizontalnom osovinom, koja je danas postala standardno rješenje za multimegavatske jedinice.

Kako je V

Rturωλ = može se zaključiti da će turbine manjeg prečnika imati veću optimalnu brzinu

obrtanja od turbina većeg prečnika pri istoj brzini vjetra. To je razlog zašto vjetroturbine manje snage imaju veću radnu brzinu obrtanja. Optimalna vrijednost parametra λ generalno je veća ako je broj lopatica turbine manji. Zato dvokraka i jednokraka turbina sa kontrategom imaju znatno veće radne brzine obrtanja u odnosu na trokraku turbinu iste nominalne snage. Velika brzina obrtanja vjetroturbine je povoljna za prilagoñenje generatora brzini obrtanja turbine ali nije dobra zbog većih mehaničkih naprezanja rotora i generisanja buke pri radu.

21

Slika 5.17: Dijagrami efikasnosti različitih vrsta vjetroturbina u funkciji parametra λ

Na slici 5.18 prikazani su tipični dijagrami zavisnosti koeficijenta momenta CQ od parametra λ za različite vrste vjetroturbina. Vjetroturbine sa jednom i dvije lopatice nemaju mogućnost samozaletanja jer im je polazni moment praktično jednak 0, pa je potrebno vršiti motorno zalijetanje. Trokraka vjetroturbina ima mogućnost samozaletanja što je njena još jedna prednost u odnosu na dvokraku i jednokraku turbinu. Višelopatične turbine imaju veliki polazni moment pa su bile pogodne za pokretanje mlinova za žito, gdje se zahtijeva veliki polazni moment.

Slika 5.18: Zavisnost koeficijenta momenta za različite vrste vjetroturbina u funkciji parametra λ

5.4 Idealna karakteristika snage vjetroturbine

Osnovna strategija upravljanja kod vjetroturbine je održavanje maksimalne efikasnosti u realnim uslovima promjene brzine vjetra. Na slici 5.19 prikazana je familija krivih koeficijenta snage u funkciji brzine obrtanja turbine za različite brzine vjetra. Za svaku brzinu vjetra postoji optimalna brzina obrtanja vjetroturbine pri kojoj se postiže maksimalan stepen iskorišćenja

22

(tačke maksimalnog stepena iskorišćenja su označene crvenom tačkom na karakteristici). Spajanjem tačaka maksimalne efikasnosti dobija se kriva snage sa maksimalnim stepenom iskorišćenja.

Slika 5.19: Krive koeficijenta snage u funkciji brzine obrtanja turbine za različite brzine vjetra

Da bi se koeficijent konverzije snage vjetra u mehaničku snagu na vratilu trubine održavao na maksimalnu vrijednost, potrebno je prilagoñavati brzinu obrtanja vjetroturbine brzini obrtanja generatora, odnosno pratiti krivu maksimalne snage. Strategija održavanja maksimalne snage je prihvatljiva za brzine vjetra pri kojima snaga na vratilu turbine nije veća od nazivne snage (Pt ≤ Pn). Kada se dostigne nazivna snaga turbine (Pt = 1 r.j na slici 5.19) svako dalje povećanje snage značilo bi preopterećenje elemenata vjetroagregata, prije svega generatora, tako da se nakon dostizanja nazivne snage mijenja strategija upravljanja vjetroturbinom.

Za brzine vjetra veće od Vn (Vn je nazivna brzina vjetra vjetroturbine pri kojoj se dostiže nazivna snaga na vratilu turbine) teži se da se snaga vjetroturbine održi na nazivnu vrijednost odnosno:

nt PP = , maxVVVn ≤≤ . (5.40)

gdje je Vmax maksimalna radna brzina vjetra (tipično je Vmax=25 m/s).

Održavanje strategije konstantne snage, koja je matematički formulisana jednačinom (5.40), se u praksi postiže promjenom ugla zakretanja lopatica vjetroturbine β . Na slici 5.20 prikazane su karakteristike snage pri brzini vjetra V=12 m/s za različite uglove β . Na osnovu slike 5.20 može se zaključiti da se promjenom ugla zakretanja lopatica vjetroturbine, čime se vrši promjena napadnog ugla vjetra α, može vršiti fina regulacija snage na vratilu vjetroturbine. Najveći stepen iskorišćenja se postiže pri uglu zakretanja od 00 == ββ , pa u opsegu radnih

brzina vjetra V<Vn vjetroturbina radi sa uglom zakretanja 00 == ββ . Treba primijetiti da je u

zoni malih λ (npr. pri zaletanju vjetroturbine) korisno povećati ugao zakretanja lopatica kako bi se povećao moment, odnosno turbina što brže dovela do radne brzine obrtanja. To se i koristi kod modernih vjetroturbina.

23

Slika 5.20: Karakteristike snage vjetroturbine pri brzini vjetra V=12 m/s za različite uglove zakretanja lopatica vjetroturbine β Na slici 5.21 prikazana je idealna kriva snage vjetroturbine. Razlikuju se četiri oblasti i to:

• Oblast I u kojoj je vjetroturbina zakočena zbog nedovoljne brzine vjetra; • Oblast II je radna oblast u kojoj se održava strategija maksimalnog stepena iskorišćenja; • Oblast III je radna oblast u kojoj se održava strategija konstantne (nominalne) snage; • Oblast IV u kojoj je vjetroturbina zakočena zbog prevelike brzine vjetra.

Slika 5.21: Idealna kriva snage vjetroturbine sa naznačenim karakterističnim oblastima

Vjetroagregat normalno radi u odreñenom opsegu brzine vjetra. Taj opseg je definisan sa tri karakteristične brzine vjetra za svaki vjetroagregat:

Vmin VN Vmax Brzina vjetra

Sna

ga n

a vr

atilu

vje

trot

urbi

ne

Pn

I II III IV

λ

Cp

β=00

β=60

β=100

24

• minimalna radna brzina vjetra Vmin (cut-in wind speed) je brzina vjetra pri kojoj vjetroagregat počinje proizvodnju električne energije. Za brzine vjetra V < Vmin vjetroturbina je zakočena. Tipična vrijednost brzine uključenja kod trokrakih vjetroturbina je Vmin = (2,5 ÷ 4) m/s;

• nominalna radna brzina vjetra vn (nominal wind speed) je minimalna brzina vjetra pri kojoj vjetroagregat dostiže svoju nominalnu snagu. Nominalna brzina kod vjetroagregata za manje vjetrovite lokacije je Vn = (10 ÷ 13) m/s, a za vjetrovite lokacije je Vn = (14÷17) m/s;

• maksimalna radna brzina vjetra Vmax (cut-out wind speed) je brzina vjetra pri kojoj se vjetroturbina zaustavlja. Brzina isključenja je obično Vmax =25 m/s, mada postoje vjetroagregati sa Vmax >30 m/s. Vjetroturbina je mehanički projektovana da u zakočenom stanju izdrži i ekstremno velike brzine vjetra (survival wind speed) od (60 ÷ 70) m/s.

Pri malim brzinama vjetra (oblast I) kinetička energija vjetra je mala (zbog kubne zavisnosti od brzine vjetra) i rad vjetroturbine u ovoj oblasti je tehnički i ekonomski neopravdan. Sa tehničke strane rad vjetroturbine u oblasti I bi bio nestabilan jer je pogonski moment mali i vjetroagregat bi radio na granici motornog režima. Sa ekonomske strane takoñe nije opravdan rad u oblasti I. Vjetroagregat pri radu zahtijeva odreñenu električnu energiju (potrebnu za rad različitih kontrolno-upravljačkih i pomoćnih sistema), pa bi snaga sopstvene potrošnje pri brzinama vjetra V< Vmin često bila veća od snage koju bi proizveo vjetroagregat pri brzinama vjetra V < Vmin. Iz navedenih razloga vjetroagregat je u oblasti I zakočen, odnosno:

0)( min =< VVP . (5.41)

U oblasti II održava se maksimalni stepen iskorišćenja tako da se idealna kriva snage u ovoj oblasti može opisati sledećom relacijom:

33max

2max00min 2

1),()( kVVCRPCPCVVVP PVpVpN ====≤≤ ρπβλ . (5.42)

Dakle, snaga idealne vjetroturbine u oblasti II je proporcionalna trećem stepenu brzine vjetra. Nije ekonomično projektovati vjetroturbinu koja bi pri svim brzinama vjetra imala maksimalan stepen iskorišćenja, jer se jaki vjetrovi relativno rijetko javljaju, pa bi vjetroturbina za najčešće vjetrove bila predimenzionisana. Na osnovu mjerenja i statističke analize resursa energije vjetra odreñuje se optimalna nazivna brzina vjetra Vn pri kojoj vjetroagregat dostiže nazivnu snagu. Za brzine vjetra koje su veće od nazivne brzine vjetra (oblast III) napusta se strategija maksimalne snage i vjetroturbina se kontrolisano aerodinamički koči tako da se održi izlazna električna snaga na nominalnu vrijednost, odnosno:

nn PVVVP =≤≤ )( min . (5.43)

Pri veoma jakim vjetrovima (oblast IV) vjetroturbina se iz sigurnosnih razloga zaustavlja, pa je izlazna snaga:

0)( max => VVP (5.44)

Projektovati vjetroturbinu za rad pri ekstremnim brzinama vjetra je tehnički moguće ali je neekonomično, jer se takvi vjetrovi javljaju rijetko i energija koja bi se proizvela pri radu u

25

takvim uslovima bi na godišnjem nivo bila vrlo mala. Sa druge strane, rad vjetrogeneratora pri ekestremno jakim vjetrovima je opasan jer može dovesti do kvara i havarije vjetroturbine. Dakle, u oblasti IV vjetroturbina je zakočena i ne generiše snagu. Na slici 5.22 je prikazano upravljanje uglom zakretanja lopatica i brzinom obrtanja turbine u uslovima promenljivog vjetra. Nazivna brzina vjetra za analiziranu vjetroturbinu je Vn=10 m/s.

Slika 5.22: Upravljanje uglom zakretanja lopatica i brzinom obrtanja turbine u uslovima promenljivog vjetra

5.5 Koncepti upravljanja snagom kod realnih vjetroturbina

Krive snage realnih vjetroturbina u manjoj ili većoj mjeri odstupaju od idealne krive u zavisnosti od sistema upravljanja vjetroturbinom. Postoje četiri tipa vjetroturbina u pogledu koncepta upravljanja i to vjetroturbine sa:

• konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica (Fixed-speed fixed-pitch)

• konstantnom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica (Fixed-speed variable-pitch)

• promjenljivom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica (Variable-speed fixed-pitch)

• promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica (Variable-speed variable-pitch)

Moderne megavatske jedinice su danas uglavnom bazirane na konceptu vjetroturbina sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica. Kod starijih vjetroturbina nekih danskih proizvoñača (Bonus, NEGMicon, Nordex), kao i vjetroagregata manje snage može se sresti

26

i koncept sa konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica. Ova dva koncepta će u daljem tekstu biti detaljnije objašnjena.

5.5.1 Vjetroturbine sa konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica

Ovaj koncept upravljanja obično se koristi u tandemu sa asinhronim generatorom sa kaveznim rotorom sa kojim je vjetroturbina vezana preko reduktora. S obzirom na krutu mehaničku karakteristiku asinhrone mašine, brzina obrtanja generatora, odnosno vjetroturbine, je praktično fiksna i odreñena mrežnom frekvencijom i stepenom prenosa reduktora. Na slici 5.23 prikazana je karakteristika vjetroturbine sa fiksnom brzinom obrtanja u ravni T(Ωr) pri čemu je brzina vjetra uzeta kao parametar. Opseg promjene momenta turbine, pri promjeni brzine vjetra, prikazan je crnom debljom linijom. Tanjim sivim linijama su prikazane aerodinamičke mehaničke karakteristike turbine za različite brzine vjetra. Tankom isprekidanom linijom je naznačena linija maksimalnog stepena iskorišćenja turbine (CPmax), takoñe je naznačena i linija nominalne snage vjetroturbine (PN).

Slika 5.23: Mehanička karakteristika vjetroturbine sa fiksnom brzinom obrtanja

Pri brzini vjetra Vmin vjetroturbina startuje i dolazi u radnu tačku F. Pri povećanju brzine vjetra, radna tačka se pomjera u zonu većeg momenta. Proizvoljnoj brzini vjetra VJ <VE odgovara radna tačka J. U ovoj radnoj tački vjetroturbina nema maksimalnu efikasnost jer je '0 JJ λλλ => . Da bi

turbina pri brzini vjetra VJ imala maksimalnu efikasnost bilo bi potrebno da se ona obrće manjom brzinom (koja odgovara tački J’). Daljim povećanjem brzine vjetra dolazi se do tačke E koja odgovara brzini vjetra VE . U tački E vjetroturbina ima maksimalno moguću efikasnost jer je

pri ovoj brzini vjetra 0λλ =Ω=E

rE V

R. Dakle, vjetroturbina sa fiksnom brzinom obrtanja ima

maksimalnu efikasnost samo pri jednoj brzini vjetra. Pri kojoj brzini vjetra će se postizati maksimalna efikasnsot zavisi od dizajna lopatica vjetroturbine i stepena prenosa reduktora. Daljim povećanjem brzine vjetra odstupa se od krive maksimalne snage jer se povećava napadni ugao vjetra i pri odreñenoj brzini vjetra dostiže se granični napadni ugao pri kome je opstrujavanje vazduha oko lopatica vjetroturbine još uvijek laminarno. U toj tački (D) turbina

Brzina obrtanja vjetroturbine [obr/min]

Mom

ent n

a os

ovin

i vje

trot

urbi

ne [N

m]

27

razvija maksimalnu snagu. Turbina u tački D još uvijek radi u laminarnoj oblasti ali dalje povećanje brzine vjetra dovodi do pojave stall efekta, odnosno pada uzgonske sile i porasta sile pritiska, što dovodi do naglog pada efikasnosti turbine. U opsegu brzina vjetra VN <V<Vmax vjetroturbina radi sa snagom P<PN i radna tačka se nalazi izmeñu tačaka D i G.

Na slici 5.24 (a) ilustrovane su sile na lopaticu vjetrorbine pri brzini vjetra V0 < VN (kada je turbina u laminarnoj oblasti) i V1>VN (kada je vjetroturbina u stall oblasti). Na slici 5.24 (b) prikazane su odgovarajuće promjene koeficijenata potiska CL i pritiska CD. Pri brzinama vjetra V0 < VN napadni ugao vjetra je manji od kritičnog pa vazduh laminarno opstrujava lopatice vjetroturbine. Pri brzinama vjetra V1>VN napadni ugao je veći od kritičnog (ne mora biti duž cijele lopatice) i dolazi do pojave stall efekta. Usled pojave stall efekta sila pritiska naglo raste, dok sila uzgona, zbog pada koeficijenta uzgona CL, opada. Rezultantna tangencijalna sila, koja stvara koristan moment, je manja pri V1 nego pri V0 iako je V1>V0.

Slika 5.24: Sile na lopaticu vjetrorbine u laminarnoj i stall oblasti rada (a) i odgovarajuća

promjena koeficijenata potiska CL i pritiska CD (b)

Na slici 5.25 debljom crnom linijom prikazana je karkteristika snage vjetroturbine sa konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica sa naznačenim karakterističnim tačkama. Tanjom sivom linijom prikazana je idealna karakteristika snage vjetroturbine. Uporednom analizom može se zaključiti da Fixed-speed fixed-pitch vjetroturbine imaju manju

Ravan rotacije vjetroturbine

28

efikasnost pri slabim, umjerenim i pri jakim vjetrovima. Pri slabim vjetrovima efikasnost je manja od idealne jer se nema mogućnost upravljanja parametom λ , odnosno u ovoj zoni (Vmin<V<VE) je 0)VV(V Emin

λλ ><< . U ovoj zoni karakteristika snage vjetroturbine dodiruje idealnu

krivu samo u jednoj tački (E) u kojoj je 0λλ =E . Pri umjerenim vjetrovima (VE<V<VD)

vjetroturbina radi takoñe sa neoptimalnim parametrom λ jer je 0)VV(V DEλλ <<< . Pri jakim

vjetrovima (V>VD) dolazi do pojave stall efekta i naglog pada sile uzgona i jačanja sile otpora usled pritiska. Treba napomenuti da se pogodnim dizajnom lopatica postiže da se stall efekat širi duž lopatica postepeno sa porastom brzine vjetra iznad vrijednosti VD. Sa povećanjem brzine vjetra sve veći dio lopatica biva zahvaćen stall efektom i na taj način se teži da se održi snaga što bliže nominalnoj. Ipak, ovaj pasivan efekat nije kontrolabilan tako da je pad snage praktično neizbježan. Stall efekat, osim brzine vjetra, zavisi i od gustine vazduha jer se sa promjenom gustine vazduha mijenja njegova dinamička viskoznost, a time i Rejnoldsov broj od kojeg zavisi pojava stall efekta. U ovoj zoni odstupa se od idealne krive jer nema zakretanja lopatica vjetroturbine čime bi se kontrolisao stall efekat i regulisala snaga.

Slika 5.25: Karkteristika snage vjetroturbine sa konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica sa naznačenim karakterističnim tačkama (a) i karakteristika odgovarajućeg koeficijenta snage vjetroturbine (b)

5.5.2 Vjetroturbina sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica

Ovo je široko prihvaćeni koncept upravljanja kod modernih komercijalnih vjetroturbina veće snage jer omogućava maksimalno iskorišćenje snage vjetra i amortizaciju mehaničkih naprezanja elemenata vjetroagregata pri udarnim vjetrovima. Na slici 5.26 prikazana je karakteristika vjetroturbine sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica u ravni T(Ωr). Opseg promjene momenta turbine, pri promjeni brzine vjetra, prikazan je crnom debljom linijom. Tanjim sivim linijama su prikazane aerodinamičke mehaničke karakteristike

Idealna kriva snage

Realna kriva snage

29

turbine za različite brzine vjetra. Tankom isprekidanom linijom je naznačena linija maksimalnog stepena iskorišćenja turbine (CPmax), takoñe je naznačena i hiperbola nominalne snage vjetroturbine (PN).

Slika 5.26: Mehanička karakteristika vjetroturbine sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica

Vjetroturbina se startuje pri nekoj minimalnoj brzini vjetra Vmin. U opestu brzina vjetra od Vmin do

NVΩ vjetroturbina radi sa fiksnim uglom lopatica 0ββ = i promjenljivim momentom

vjetrogeneratora. Upravljanjem momentom vjetrogeneratora podešava se da brzina obrtanja vjetroturbine tako da je:

0λλ =Ω

=V

r r , ),( min N

VVV Ω∈ . (5.45)

U opsegu brzina vjetra od brzine uključenja do brzine bliske nominalnoj, vjetroturbina radi sa promjenljivom brzinom obrtanja i maksimalnim stepenom iskorišćenja. Pri brzini vjetra V=VΩN dostiže se nominalna (maksimalna radna) brzina obrtanja vjetrogeneratora ΩN. U opsegu brzina vjetra od VΩN do VN , koje su vrlo bliske, vjetroturbina radi sa fiksnom brzinom obrtanja do dostizanja nominalne snage. Za brzine vjetra maxVVVN << mijenja se strategija upravljanja vjetroturbinom. U ovom

opsegu brzina vjetra vjetroturbina radi sa fiksnom brzinom obrtanja ( Nr Ω=Ω ) i promjenljivim

uglom zakretanja lopatica vjetroturbine β . Promjena ugla β se vrši tako da pri svim brzinama

vjetra u opsegu maxVVVN << odgovarajuće aeromehaničke karakteristike sijeku hiperbolu

nazivne snage vjetroturbine u tački Nr Ω=Ω . Moguća su dva načina upravljanja

aeromehaničkim karakteristikama i to samo promjenom napadnog ugla vjetra bez pojave stall efekta (pitch control) i kombinacijom promjene napadnog ugla i stall efekta (combi stall ili activ stall).

Brzina obrtanja vjetroturbine [obr/min]

Mom

ent n

a os

ovin

i vje

trot

urbi

ne [N

m]

30

Na slici 5.27 prikazan je princip upravljanja snagom vjetroturbine promjenom napadnog ugla vjetra bez pojave stall efekta (pitch control).

Slika 5.27: Sile na lopaticu vjetrorbine u karakterističnim oblastima rada: NVVV << 0min i

max1 VVVN << (a) i odgovarajuća promjena koeficijenata potiska CL i pritiska CD (b) za sluačaj

pitch kontrolisanih vjetroturbina bez pojave stall efekta

Kod ovog načina kontrole pri brzinama vjetra max1 VVVN << ugao β se povećava tako da se

napadni ugao vjetra smanjuje što uzrokuje smanjenje sile uzgona, a samim tim i snage na vratilu vjetroturbine. Finim podešavanjem ugla β i ostvarivanjem negativne povratne sprege po izlaznoj električnoj snazi vjetrogeneratora može se ostvariti da izlazna snaga bude konstantna pri svim brzinama vjetra u opsegu maxVVVN << . Promjena ugla β se ostvaruje pomoću posebnih

servo motora koji se nalaze u glavčini vjetrourbine u korijenu svake lopatice i pomoću njih se zakreću lopatice vjetroturbine za zadati ugao.

Ravan rotacije vjetroturbine

31

Na slici 5.28 prikazan je princip upravljanja kombinacijom promjene napadnog ugla i stall efekta (combi stall).

Slika 5.28: Sile na lopaticu vjetrorbine u karakterističnim oblastima rada: NVVV << 0min i

max1 VVVN << (a) i odgovarajuća promjena koeficijenata potiska CL i pritiska CD (b) za slučaj

combi stall kontrolisanih vjetroturbina

Kod ovog načina kontrole pri brzinama vjetra max1 VVVN << ugao β se smanjuje tako

da se napadni ugao vjetra povećava i vjetroturbina ulazi u stall zonu. Za razliku od pasivnog stall efekta sa fiksnim uglom β u ovom slučaju stall efekat je kontrolabilan, jer se finim

Ravan rotacije vjetroturbine

32

podešavanjem ugla β može, koristeći negativnu povratnu spregu po izlaznoj električnoj snazi vjetrogeneratora, precizno kontrolisati širenje stall efekta duž lopatica vjetroturbine i time postići da snaga na vratilu turbine bude jednaka nazivnoj snazi pri svim brzinama vjetra u opsegu

maxVVVN << .

U oba slučaja upravljanja karakteristika vjetroturbine je praktično ista i gotovo u potpunosti (izuzev u zoni vjetrova vrlo bliskih nazivnoj brzini) se poklapa sa idealnom krivom snage. Razlike su značajne u pogledu mehaničkog opterećenja vjetroturbine. Kod turbina sa pitch controlom ne ulazi se u stall zonu tako da je aksijalna sila pritiska FT, koja dominantno zavisi od koeficijenta pritiska CD, relativno mala. Sa druge strane, kod combi stall kontole turbina radi u stall zoni i javljaju se velike aksijalne sile pritiska koje naprežu lopatice i ostale elemente vjetroagregata uključujući i temelj. Ovo je glavna mana combi stall regulisanih vjetroturbina. Prednost combi stall kontrole je što je upravljanje komforno jer se ne mora precizirati zona izmeñu hiperbole konstantne snage i stall zone, što je kod pitch kontrole vrlo bitno i zahtijeva precizno projektovanje stepena redukcije mehaničkog reduktora.

33

6. KONCEPTI ELEKTROMEHANIČKE KONVERZIJE ENERGIJE VJETRA

Generatori koje pogone vjetroturbine se razlikuju od klasičnih generatora koji se mogu sresti u hidroelektranama ili termoelektranama. Glavni razlozi za to su:

• Vjetrogeneratori moraju zadržati stabilnost rada u uslovima realnih varijacija brzine vjetra, odnosno pogonskog momenta vjetroturbine.

• Zbog varijabilne brzine vjetra u cilju održavanja visoke efikasnosti konverzije potrebno je da vjetrogeneratori imaju mogućnost promjene brzine, odnosno upravljanja momentom.

• Povoljna radna brzina obrtanja vjetroturbina kod modernih trokrakih vjetroturbina većih snaga je u opsegu od 10 do 30 ob/min. S druge strane, brzinu obrtanja vjetrogeneratora diktira frekvencija EES na koji je vjetrogenerator priključen i za 50 Hz sistem sinhrona brzina dvopolne mašine je 3000 obr/min, pa je potrebno izvršiti prilagoñavanje povoljne brzine obrtanja vjetroturbine i zahtijevane brzine obrtanja generatora. Ukoliko se želi izbjeći korišćenje mehaničkog reduktora neophodno je koristiti mnogopolne generatore.

• Vjetrogeneratori, kao jedinice relativno male snage, se često priključuju na srednjenaponsku distributivnu mrežu pa moraju biti “otporni” na varijacije napona koje su realtivno česte u slaboj distributivnoj mreži.

Zadovoljenje pobrojanih kriterijuma ima ograničenja kako u tehničkoj realizaciji, tako i u ekonomskoj opravdanosti, što je dovelo do razvoja više koncepta elektromehaničke konverzije energije vjetra.

6.1. Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa kratkospojenim kaveznim rotorom

Većina vjetroagregata instaliranih tokom osamdesetih i devedesetih godina prošlog vijeka su ovog tipa i u funkciji su i danas. Koncept vjetroagregata sa vjetrogeneratorom – indukcionom mašinom sa kaveznim rotorom prikazan je na slici 6.1. Sistem je jednostavan, pouzdan, robustan i dokazan u praksi što su njegove glavne prednosti. Kako su zastupljeni kod danskih proizvoñača nazivaju se i “danski koncept”.

Slika 6.1: Princip elektromehaničke konverzije u vjetroagregatu sa indukcionom kaveznim vjetrogeneratorom

34

Vjetrogenerator je u ovom slučaju direktno priključen na mrežu pa je njegova brzina obrtanja praktično konstantna (fixed-speed system) i odreñena je frekvencijom mreže i dizajnom mašine (odnosno njenim brojem polova) što je glavni nedostatak ovog koncepta. S obzirom na veliku razliku izmeñu povoljne brzine obrtanja vjetroturbine (nekoliko desetina ob/min) i sinhrone brzine obrtnog polja, kojeg diktira mrežna frekvencija, neophodno je koristiti mehanički reduktor. Stepen redukcije reduktora je reda 1:50 do 1:100. Teorijski bilo bi moguće koristiti i asinhronu mašinu sa velikim brojem pari polova ali bi takva mašina bila velike mase što nije prihvatljivo za rad u okviru vjetroagregata gdje se zahtijevaju kompaktna rešenja, jer se vjetrogeneratori postavljaju na visoke stubove i teži se da imaju što manji gabarit i masu.

Na slici 6.2 prikazana je mehanička karakteristika asinhrone mašine sa kaveznim rotorom.

Slika 6.2: Mehanička karakteristika indukcione mašine sa kaveznim rotorom

U normalnom pogonu vjetrogenerator radi sa klizanjem od 1% do 2%. U toj oblasti

mehanička karakteristika se može aproksimirati odgovarajućom pravom, tako da se može za praktične analize radnog režima vjetrogeneratora dati linearna zavisnost:

(6.1)

gdje je Tg moment na vratilu vjetrogeneratora, Ωg mehanička brzina obrtanja generatora, Ωs sinhrona brzina i Bg konstanta koja zavisi od parametara indukcione mašine. Karakteristika generatora u okolini sinhrone brzine je vrlo strma pa je promjena brzine obrtanja sa promjenom pogonskog momenta (koji zavisi od brzine vjetra) vrlo mala i praktično se može uzeti da je konstantna. Vjetroagregati sa indukcionom kaveznom mašinom su projektovani tako da dostižu maksimalnu efikasnost pri tačno odreñenoj brzini vjetra, pa se mora pažljivo vršiti izbor broja pari polova i stepena redukcije reduktora u skladu sa karakeristikama vjetra na svakoj

Linearna aproksimacija

Realna karakteristika

Brzina obrtanja [obr/min]

M

omen

t [kN

m]

Motorni režim

Generatorski režim

35

pojedinačnoj lokaciji. U okviru ovog koncepta, najčešće se koriste četvoropolne mašine (sa brzinom obrtanja od 1500 ob/min za 50 Hz sistem) a reñe šestopolne i osmopolne mašine (sa brzinama obrtanja od 1000 ob/min i 750 ob/min, respektivno). Glavni nedostatak ovog koncepta – konstantna brzina obrtanja, donekle se prevazilazi primjenom statora sa dvostrukim namotom ili u reñim slučajevima, primjenom dva generatora sa različitim brzinama obrtanja u okviru jednog vjetroagregata. U prvom slučaju, kod generatora sa dvostrukim statorskim namotom, namot sa većim brojem pari polova (tipično 3 ili 4) ukjučuje se pri manjim brzinama vjetra. Ovaj namot je manje snage i manje sinhrone brzine obrtanja. Pri većim brzinama vjetra uključuje se namot veće (nominalne) snage i veće sinhrone brzine, sa manjim brojem pari polova (tipično 2 ili 3). Npr. vjetroagregat Nordex N43 ima dvonamotni generator 600 kW (2 para polova) /125 kW (3 para polova). U drugom slučaju, kod vjetroagregata sa dvije mašine, pri malim brzinama vjetra uključuje se generator manje brzine obrtanja. Kada se brzina vjetra poveća iznad odreñene vrijednosti, prelazi se na generator sa većom brzinom obrtanja. Ovakvi, tzv. dvobrzinski vjetroagregati, donekle povećavaju efikasnost konverzije, odnosno stepen iskorišćenja vjetroagregata u odnosu na koncept sa jednom konstantnom brzinom.

Kada se velika indukciona mašina direktno priključuje na mrežu, neophodno je imati ureñaj za puštanje u rad kako bi se ograničile velike polazne struje i udarni dinamički moment pri uključenju. U tu svrhu najčešće se koristi tzv. soft starter koji u toku zalijetanja vjetroturbine fino reguliše napon na statorskom namotu i na taj način ograničava struju. Kako se zasniva na korišćenju tiristora, soft starter je mnogo jeftiniji od ureñaja iste namjene koji se zasnivaju na upotrebi tranzistora. Nakon puštanja u rad, soft starter se kratko prespaja i vjetrogenerator nastavlja rad direktno priključen na mrežu.

Indukcioni generator zahtijeva reaktivnu snagu. Reaktivna snaga bi mogla da se obezbijedi iz mreže, pri čemu bi vlasnik vjetroagregata morao da plati odreñenu cijenu dustributivnoj kompaniji za prekomjerno utrošenu reaktivnu energiju, zbog čega je ekonomičnije da se ona lokalno generiše, tj. da se izvrši kompenzacija reaktivne snage. U tu svrhu se najčešće koriste baterije kondenzatora koje su obično smještene u gondoli ili u podnožju stuba. Najčešće se koristi dinamički sistem kompenzacije (TSC - Thyristor-switched Capacitor) kako bi se generisanje reaktivne snage moglo prilagoditi promjenljivom opterećenju generatora i na taj način održavati faktor snage na konstantnu vrijednost (obično je cosϕ=1) i u uslovima varijabilne snage vjetroturbine. Osim ekonomskog razloga, generisanje reaktivne snage je potrebno da bi se poboljšale naponske prilike u slučaju rada vjetrogeneratora na slabu mrežu.

Vjetroagregat sa asinhronim kaveznim vjetrogeneratorom nije pogodan za lokacije sa udarnim vjetrovima jer se zbog krutosti mehaničke karakteristike indukcionog generatora obrtni moment vjetroturbine oštro prenosi na vratilo što može dovesti do oštećenja prenosnog mehaničkog sistema. Takoñe, u slučaju kvara u električnoj mreži, vjetrogenerator ovog tipa lako gubi stabilnost zbog povećanja brzine obrtanja iznad prevalne. Vjetroagregat ovog tipa nije pogodan za priključenje na slabu distributivnu mrežu usled velikih varijacija snage koje uzrokuju pojavu naponskih flikera.

U pogledu regulacije snage, vjetroagregati ovog tipa spadaju u kategoriju sa konstantnom brzinom obrtanja i fiksnim uglom lopatica (Fixed-speed fixed-pitch). Pri jakim vjetrovima regulacija snage se obavlja pasivnim sistemom baziranom na stall efektu.

6.2. Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa namotanim rotorom i promjenljivim otpornikom u rotorskom kolu.

Glavni nedostatak prethodnog koncepta – fiksna brzina obrtanja, donekle je prevaziñen primjenom vjetroagregata sa namotanim rotorom i rotorskim otpornikom. Principska šema ovog vjetroagregata je prikazana na slici 6.3.

36

Slika 6.3: Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa namotanim rotorom i rotorskim otpornikom

Poznato je da se promjenom otpornosti kola rotorskog namota kod asinhronih mašina mijenja nagib mehaničke karakristike, odnosno radno klizanje asinhrone mašine, što u slučaju ovog koncepta omogućuje odreñenu promjenu brzine obrtanja. Upotrebom energetske elektronike vrši se dinamička promjena otpornosti eksternog rotorskog otpornika čime je omogućena kontinualna promjena brzine obrtaja. Kod nekih proizvoñača rotorski otpornik se na vratilo rotora povezuje preko četkica i kliznih prstenova dok drugi proizvoñači rotorski otpornik i prateće elemente energetske elektronike montiraju direktno na vratilo, kao što je prikazano na slici 6.3.

Primjenom ovog koncepta moguće je samo povećavati brzinu obrtanja u odnosu na radnu tačku koju diktira prirodna karakteristika asinhrone mašine. Zbog toga je ovaj sistem poznat i kao sistem sa polu-promjenljivom brzinom obrtaja (semi-variable speed system). Praktično se vrši varijacija brzine do 10 % iznad sinhrone. Prednost ovog koncepta u odnosu na prethodni nije toliko u poboljšanoj efikasnosti konverzije energije vjetra koliko je u poboljšanom kvalitetu izlazne električne energije (manje varijacije snage). Pri naletima jakog vjetra povećava se otpornost rotorskog otpornika čime se omogućava da se udarna snaga vjetra troši na ubrzanje vjetroturbine, pa se na ovaj način vrši apsorpocija udarne energije vjetra i smanjuje naprezanje osovine i reduktora. Sa druge strane, vjetrogenerator ima lošiji stepen iskorišćenja usled disipacije dijela snage na rotorskom otporniku. Neophodnost kompenzacije reaktivne energije i primjena soft startera je potrebna i kod ovog koncepta.

Ovu konfiguraciju je, pod nazivom OptiSlip®, tokom 1990-ih primjenjivala kompanija Vestas, pri čemu se pretvarač nalazio na rotoru, što je eliminisalo potrebu za postojanjem kliznih prstenova, a samim tim i troškova njihovog održavanja. Upravljanje pretvaračem bilo je optički izolovano. Danas, prema raspoloživim podacima, od vodećih proizvoñača jedino Indijski Suzlon koristi ovu konfiguraciju pod nazivom Suzlon-flexi-slip.

6.3 Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa kaveznim rotorom i pretvaračem u statorskom kolu

Ovakav koncept vjetroagregata omogućava potpuno promjenljivu brzinu obrtaja (variable-speed-system). Sistem se zasniva na upotrebi pretvaračke grupe ispravljač – invertor dimenzionisane na punu snagu vjetroagregata, koja omogućava puno opseg promjene brzine obrtaja (od 0 do 100 % nominalne brzine obrtaja), slika 6.4.

Rotorski otpornik

37

Kod ovog koncepta vjetrogenerator je potpuno frekvencijski raspregnut od mreže na koju je priključen. Aktivna snaga na izlazu iz indukcionog vjetrogeneratora se AC/DC konvertorom prosleñuje ka DC linku. DC/AC konvertor preuzima snagu iz DC linka i njome napaja mrežu na koju je vjetroagregat priključen. Osim što isporučuje aktivnu snagu u mrežu, ovaj konvertor upravlja i razmenom reaktivne snage sa mrežom, pa nisu potrebne baterije kondenzatora. Upravljanje momentom generatora, odnosno brzinom obrtanja, se vrši vektorskom kontrolom struja statora.

Slika 6.4: Vjetroagregat sa indukcionom mašinom sa kaveznim rotorom i pretvaračem u

statorskom kolu

U konfiguraciji na slici 6.4 se koristi asinhrona mašina sa kaveznim rotorom što je prednost ovog rešenja. Asinhrona mašina je priključena na mrežu preko energetskog pretvarača koji je dimenzionisan na 120 % nominalne snage mašine (full-scale pretvarač). U ovom slučaju, cjelokupna električna snaga koju generiše asinhrona mašina prolazi kroz pretvarač. Prednost ove konfiguracije je u tome što omogućava rad vjetrogeneratora sa promjenljivom brzinom na velikom opsegu brzina rotora. Takoñe, full-scale frekventni pretvarač omogućava i kompenzaciju reaktivne snage koju uzima asinhrona mašina, rad sa jediničnim faktorom snage prema mreži, kao i lakšu konekciju vjetrogeneratora na električnu mrežu.

6.4. Vjetroagregat sa vjetrogeneratorom - dvostrano napajanom indukcionom mašinom

Ovaj koncept vjetroagregata je principski prikazan na slici 6.5 i danas je najzastupljenije rješenje kod komercijalnih proizvoñača vjetroagregata. Spada u kategoriju vjetroagregata sa promjenljivom brzinom obrtaja (full scale variable speed).

Statorski namot je direktno priključen na mrežu, dok je rotorski namot na mrežu priključen preko pretvaračke grupe invertor-ispravljač. Primjena konvertora i DC linka omogućuje rad u sva četiri kvadranta, tj. omogućuje tok aktivne i reaktivne snage u oba smjera – od generatora ka mreži i obrnuto. Iako je moguće injektirati reaktivnu snagu u mrežu, vjetroagregati ovog tipa se najčešće projektuju da u normalnom pogonu rade sa jediničnim faktorom snage. AC/DC konvertor sa rotorske strane je zadužen za upravljanje momentom generatora, odnosno promjenu brzine obrtaja vjetroturbine u cilju maksimalne apsorpcije energije vjetra. Uloga DC/AC konvertora sa strane mreže je da prosleñuje aktivnu snagu iz DC linka u mrežu, i obrnuto. Ovakav rad DC/AC konvertora je moguć primjenom naponske upravljačke petlje koja obezbeñuje da se napon DC linka održava na zadatu – konstantnu vrijednosti.

38

Slika 6.5: Vjetroagregat sa dvostrano napajanom indukcionom mašinom

Za razliku od asinhrone mašine sa kaveznim rotorom, koju možemo posmatrati i kao element sa jednim pristupom, namotana asinhrona mašina je element sa dva pristupa (sa strane statora i sa strane rotora). Na slici 6.6 prikazana je raspregnuta zamjenska šema asinhrone mašine sa namotanim rotorom.

Slika 6.6: Zamjenska šema asinhrone mašine sa dva pristupa

Oznake na slici imaju sljedeće značenje:

Rs, Rr – aktivne otpornosti namotaja statora i rotora, respektivno;

Lσs, Lσr - Induktivnosti rasipanja namotaja statora i rotora, respektivno;

Lm – Induktivnost magnećenja mašine;

am – odnos transformacije namota stator-rotor;

Us,r, Is,r – fazori napona i struja na priključcima statora i rotora, respektivno.

Struja rotora je rezultat balansa izmeñu indukovane elektromotorne sile rotora (sE/am) i dovedenog napona na klizne kontakte rotora (Ur). Indukovana elektromotorna sila rotora zavisi od klizanja s i odnosa transformacije izmeñu namota statora i rotora am. Injektiranjem struja sa rotorske strane odgovarajuće učestanosti i faze, pri istom opterećenju mašine možemo uticati na

39

klizanje, odnosno na brzinu obrtanja mašine, pošto je stator vezan na mrežu konstantne učestanosti. Kod kavezne asinhrone mašine imamo samo jednu mehaničku karakteristiku, pošto je namot rotora kratkospojen, odnosno Ur=0, dok se kod namotane dvostrano napajane asinhrone mašine mehanička karakteristika može kontinualno pomjerati u oba smjera u odnosu na prirodnu karakteristiku (kada je namot rotora kratkospojen, tj. Ur=0). Dakle, promjenom napona i učestanosti u rotorskom kolu moguće je prilagoñavati mehaničku karakteristiku generatora uslovima vjetra. Opseg brzina obrtanja (ωmin ÷ ωmax) u kom mašina radi se u praksi kreće u granicama ±30% u odnosu na prirodnu sinhronu brzinu (za Ur=0).

Analiza tokova snaga u dvostrano napajanoj asinhronoj mašini u nadsinhronom i podsinhronom generatorskom režimu je prikazana na slici 6.7. Sa dijagrama se vidi da se snaga u nadsinhronom režimu injektira u mrežu i sa strane statora i sa strane rotora, dok u podsinhronom režimu rotor se napaja iz mreže. Sa dijagrama sledi da pri nadsinhronom režimu mašina može da radi sa snagom većom od nominalne snage statorskog namota, jer je ukupna snaga koju generiše asinhrona mašina jednaka zbiru snage statora i rotora.

Slika 6.7: Tokovi aktivne snage u vjetrogeneratoru sa dvostrano napajanom asinhronom mašinom

Iz teorije asinhronih mašina poznato je da je snaga koja se prenosi kroz rotor, ako se zanemare gubici u namotu rotora, srazmjerna relativnom klizanju. Ako se pretpostavi da je opseg radnih brzina vjetrogenratora ωo+0,3ωo, gdje je ωo sinhrona brzina koja odgovara prirodnoj karakteristici mašine, tada je maksimalna snaga koju preuzima rotorski namot oko 30% nazivne snage vjetrogeneratora. Snaga koja se prenosi kroz rotor je prolazna snaga i kroz pretvarač u rotorskom kolu. Dakle, snaga pretvarača za konkretan vjetrogenerator je definisana opsegom brzina u kojem radi vjetroturbina i najčešće je to 30% nominalne snage vjetroagregata. Ovo je osnovna prednost asinhronog dvostrano napajanog generatora nad konceptima kod kojih snaga pretvarača odgovara nominalnoj (maksimalnoj) snazi vjetrogeneratora.

Kod ovog koncepta upravljanje tokom aktivne i tokom reaktivne snage je raspregnuto. Ovo rješenje se odlikuje relativno malim vremenskim konstantama, što omogućava brz odziv u tranzijentnom periodu (promjena brzine vjetra ili poremećaj u priključnoj mreži). Ovo je vrlo bitna karakteristika jer brzo upravljanje elektromagnetskim momentom generatora omogućava apsorpciju udarnih momenata turbine koji bi se javili tokom jakih naleta vjetra. Upravljanje konvertorima u rotorskom kolu se vrši pomoću PWM ili SVM tehnike koje obezbeñuju minimalna harmonijska izobličenja struja. Za zaštitu energetske elektronike, prenaponska zaštita se priključuje na rotorskim priključcima i u slučaju kvara na opremi kratko spaja rotorski namot i tako štiti pretvarač, što je naročito bitno kod tranzijenata uzrokovanih kratkim spojevima u priključnoj mreži.

Vjetroagregati ovog tipa, u poreñenju sa konceptom sa kratkospojenim rotorskim namotom, imaju niz bitnih prednosti. Omogućavaju maksimalno iskorišćenje snage vjetra jer omogućavaju promjenu brzine obrtanja vjetroturbine u širokom opsegu, ne troše (a mogu po potrebi i generisati) reaktivnu snagu, što je naročito značajno pri poremećajima u distributivnoj mreži, absorbuju udarne momente vjetroturbine i na taj način produžavaju životni vijek

rotor

rotor

stator

osovina

osovina

vjetar

vjetar

Podsinhroni generatorski režim

Nadsinhroni generatorski režim

Meñugvož ñe Elektri čna

mreža

stator

40

elemenata u transmisionom sistemu a takoñe generišu manju buku. Njihovi glavni nedostaci su relativno visoka cijena zbog energetske elektronike, povećana osjetljivost na atmosferske prenapone i generisanje viših harmonika struja.

6.5 Vjetroagregat sa sinhronom mašinom sa namotanim rotorom

Ovo je koncept koji spada u sisteme sa punim opsegom mogućnosti promjene brzine. Po karakteristikama je vrlo sličan vjetroagregatu sa dvostrano napajanom indukcionom mašinom. Upotreba sinhronog vjetrogeneratora ima jednu veliku prednost u odnosu na sve ostale koncepte jer je eliminisana potreba za reduktorom (direct-driven ili gearless) koji predstavlja izvor znatnih ograničenja. Na slici 6.8 prikazan je koncept vjetroagregata sa sinhronom mnogopolnom mašinom.

Slika 6.8: Vjetroagregat sa mnogopolnom sinhronom mašinom

Ovu konfiguraciju promovisala je kompanija Enercon i uspješno je koristi i danas. Prednost ove konfiguracije je odsustvo reduktora što povećava pouzdanost i smanjuje buku, dok je njen osnovni nedostatak specifična konstrukcija električnog generatora. Naime, radi se o višepolnim prstenastim generatorima (generator prve Enerconove turbine ovog tipa, E 40/500 kW, imao je 84 pola i prečnik 4.8 m), koji se isključivo proizvode za ove vjetroagregate. Velika radijalna dimenzija i masa ovih generatora takoñe je njihov nedostatak u odnosu na asinhrone mašine u kombinaciji sa reduktorom. Ovo posebno dolazi do izražaja kod mašina za velike snage.

6.6 Vjetroagregat sa sinhronom mašinom sa permanentnim magnetima

Vjetroagregati koji koriste ovaj koncept spadaju u kategoriju vjetroagregata koji posjeduju mogućnost pune promjene brzine obrtanja. Principska šema je data na slici 6.9, i za razliku od koncepta vjetroagregata sa sinhronom mašinom sa namotanim rotorom na njoj je izostavljeno napajanje rotora preko kliznih prstenova. Funkciju pobude mašine preuzimaju permanentni magneti koji su smješteni na rotoru.

41

Slika 6.9: Vjetroagregat sa sinhronom mašinom sa permanentnim magnetima

Do skoro je ovaj koncept uglavnom korišćen kod vjetrogeneratora malih snaga gdje snaga nije prelazila 20 kW. U oblasti velikih, megavatnih vjetroturbina ovaj koncept nije široko primjenjivan jer su postojala ograničenja tehničke i ekonomske prirode. Problem je bio u materijalima od kojih se izrañuju permanentni magneti. Naime, izrada ovih materijala je dosta komplikovana i skupa. Pored toga, ovi materijali imaju loše mehaničke osobine, lako rñaju i osjetljivi su na visoku temperaturu. Postoji opasnost od demagnetizacije permanentnih magneta pri kratkim spojevima jer se u njihovoj blizini, u namotu statora, razvija dopunska toplotna energija. Temperatura permanentnog magneta može da dostigne temperaturu definisanu Kirijevom tačkom i tako izgubi magnetna svojstva. Materijali koji su se ranije koristili nisu imali zadovoljavajuće magnetske karakteristike, tj. indukcija koju su oni stvarali bila je dosta slabija od one koju stvaraju namotaji kroz koje protiče jednosmjerna struja. Meñutim, u poslednjih nekoliko godina su razvijeni visokokvalitetni materijali sa dobrim magnetskim osobinama, koji su pružili mogućnost njihove upotrebe u vjetroagregatima velike snage. U ove materijale spadaju legure samarijum-kobalt (SmCo5) i neodijum-gvožñe-bor (NdFeB) čije su maksimalne teorijske gustine fluksa 1.05 T i 1.5 T, respektivno.

Kako se pri različitim brzinama vjetra vjetroturbina obrće različitim brzinama, to će napon na priključcima generatora imati različitu amplitudu i frekvenciju. Da bi se izvršilo frekvencijsko i naponsko rasprezanje mreže i generatora potrebno je koristiti pretvaračku grupu ispravljač – invertor koja formira DC link. Regulacija injektiranja reaktivne snage se vrši pomoću mrežnog dijela pretvarača. Ovo nameće zahtjev da pretvarači budu punoupravljivi i sa osobinom minimalnog generisanja viših harmonika struje. Viši harmonici uzrokuju povećane gubitke usled vrtložnih struja te mogu da demagnetizuju permanentne magnete i pri relativno malom opterećenju. Postojanje pretvaračke grupe izmeñu generatora i mreže omogućava i kontrolu struja kratkog spoja u generatoru pri kratkim spojevima u mreži.

U savremenim vjetroagregatima ovaj koncept se koristi sa i bez reduktora. Kod direct – driven koncepta, koji je prikazan na slici 6.9, brzina obrtanja vjetrogeneratora odgovara povoljnoj brzini obrtanja vjetroturbine, koja je kod vjetroturbina većih snaga u opsegu od 10 – 30 ob/min. Zbog velikog broja pari polova, ove mašine imaju veliku radijalnu dimenziju, odnosno veliku masu, što uzrokuje probleme pri proizvodnji, montaži i eksploataciji ovakvih generatora. Naime, komplikovan je procec ugradnje permanentnih magneta, zatim se javljaju problemi transporta i ugradnje ovako gabaritne mašine koja ima veliku težinu. U radu je potrebno održavati razmak vazdušnog procepa izmeñu statora i rotora na konstantnu vrijednost, što u uslovima uticaja

42

mehaničkih udara i promjena temperatura nije lako. Zbog svega navedenog cijena direct – driven još uvijek premašuje cijenu koncepata sa mehaničkim reduktorom, pa se ove mašine sreću i u verziji sa reduktorom. Prednost direct – driven koncepta je veća efikasnost i niži troškovi održavanja jer ne postoji reduktor.

Mašine sa permanentnim magnetima se mogu klasifikovati po putanji fluksa i strukturi kao:

• mašine sa podužnom i poprečnom putanjom fluksa;

• mašine sa vazdušnim zazorom u radijalnom ili aksijalnom pravcu;

• mašine sa i bez žljebova na statoru;

• mašine sa površinski fiksiranim magnetima i mašine koje koncentrišu fluks.

Osnovni tipovi:

• konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima;

• konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima sa koncentracijom fluksa;

• mašina sa žljebovima i aksijalnim pravcem fluksa (slotted axial-flux PM machine);

• mašina sa površinski montiranim magnetima i poprečnim fluksom (surface-mounted transverse-flux PM machine)

• Torus

6.6.1 Konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima

Pridjev „konvencionalna“ ukazuje na mašinu sa radijalnim vazdušnim zazorom i površinski postavljenim magnetima na rotoru, pa se stoga ovaj tip mašine naziva i mašina sa radijalnim fluksom sa površinski montiranim magnetima. Na slici 6.10 je prikazana skica dijela generatora koji se sastoji od trofaznog statora sa jednim žljebom po fazi i po polu, dok je namot dvoslojni sa dva provodnika po žljebu. Permanentni magneti su obojeni plavom bojom.

Slika 6.10: Skica dijela konvencionalne mašine sa permanentnim magnetima

43

6.6.2 Konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima sa koncentracijom fluksa

Konvencionalna mašina sa permanentnim magnetima sa koncentracijom fluksa je prikazana na slici 6.11. Naziva se konvencionalna jer je stator identičan statoru kod prethodnog tipa. Ovaj tip mašine omogućava veću gustinu fluksa u vazdušnom zazoru od remanentne gustine fluksa permanentnih magneta. Ovo omogućava upotrebu jeftinih feritnih magneta umjesto veoma skupih NdFeB magneta. Takoñe, ovaj tip ima mogućnost generisanja dodatnog reluktantnog momenta usled ispupčenosti rotorskih polova. Izrada ovog tipa mašine je kompleksnija od prethodne.

Slika 6.11: Skica dijela konvencionalne mašine sa permanentnim magnetima sa koncentracijom fluksa

6.6.3 Mašina sa žljebovima i aksijalnim pravcem fluksa

Pod ovim tipom se podrazumijeva mašina sa aksijalno orijentisanim vazdušnim zazorom,

ožlebljenim statorom i površinski montiranim permanentnim magnetima. Na slici 6.12 prikazana je skica ove mašine i način laminiranja statorskog jezgra.

Slika 6.12: Skica mašine sa žlebovima i aksijalnim pravcem fluksa

44

Glavna odlika ovakvog tipa mašine je njena kompaktnost. Za dati spoljašnji prečnik i dati moment, ove mašine mogu da budu više puta kraće od konvencionalnih sinhronih mašina sa permanentnim magnetima. U primjenama gdje se zahtijeva kompaktnost trebalo bi razmatrati upotrebu ovog tipa mašine. Nedostatak ovog tipa su teškoće u proizvodnji mašine. Izrada jezgra statora predstavlja značajanu teškoću. Statorsko jezgro treba da bude lamelirano u ravni paralelnoj pravcu kretanja i osi rotacije. Kada ne bi postojali žljebovi ovo bi bilo veoma lako – jednostavno se namota čelična traka, slično načinu na koji je namotana samolepljiva traka. Sa slike 6.12 se vidi da širina „zuba“ na statoru raste sa poluprečnikom statora, i o ovome se mora voditi računa pri konstrukciji ožlebljene mašine sa aksijalnim pravcem fluksa.

6.6.4 TORUS

Tip mašine pod nazivom TORUS podrazumijeva aksijalnu orijentaciju vazdušnog zazora,

statorsko gvožñe bez žjlebova sa prstenasto namotanim faznim namotajima i dva rotorska diska. Skica ovog tipa je data na slici 6.13. Kod TORUS mašine magneti su površinski montirani na rotorski disk, i to tako da se na jednom disku naizmenično smenjuju N i S polovi magneta, a da magneti na drugom disku budu ureñeni kao da se prvi disk ogleda u njemu. Konstrukcija statora je veoma jednostavna. Formira se od izolovane čelične trake koja je kružno namotana. Meñutim, ovakva konstrukcija ima sledeće nedostatke:

• velika širina vazdušnog zazora, usled odsustva „zuba“, vodi ka velikoj visini

magneta i njihovoj visokoj ceni; • gustina bakra je ograničena zbog toga što je unutrašnji prečnik torusa manji

nego prosječni prečnik; • provodnici u blizini unutrašnjeg prečnika torusa manje doprinose generisanju

ems usled manje tangencijalne brzine, meñutim podjednako doprinose gubicima u bakru.

Poslednje dve karakteristike se odnose i na mašinu sa žlebovima i aksijalnim pravcem fluksa.

Slika 6.13: TORUS mašina

45

6.7 Blok transformator kod vjetroagregata

Nazivni napon statorskog namota generatora kod većih vjetrogeneratorskih jedinica su 690 V ili 1000 V (kod jedinica snage iznad 2 MW), zbog čega je neophodna upotreba transformatora. Nazivni napon niženaponskog namotaja blok-transformatora odgovara generatorskom naponu i standardno je 0,69 kV ili 1 kV. Nazivni napon primarnog namota je standardno 10 kV, 20 kV ili 34 kV. Transformator može biti smješten u gondoli ili u podnožju stuba. Obično se radi kompaktnosti konstrukcije i smanjenja gubitaka koristi blok transformator smješten u gondoli. U toj uobičajenoj varijanti koristi se suvi transformator, kako bi se optimizovao odnos mase i gabarita transformatora prema instalisanoj snazi. S obzirom da se radi o suvom transformatoru najčešće se gradi u klasi izolacije F. Sprega transformatora je standardno Dyn. Transformator ima mogućnost regulacije prenosnog odnosa, sa obično pet odcjepa na primarnom namotaju sa stepenom regulacije ±2x2,5%. U nekim varijantama transformator može biti tronamotni (kod vjetroagregata sa dvostrano napajanom indukcionom mašinom), pri čemu se tercijerni namot koristi za napajanje pretvarača u rotorskom kolu generatora. Nazivni napon tercijernog namota je tipično 0,49 kV. U tabeli 6.1 prikazani su fabrički podaci za blok transformator u sklopu vjetroagregata Vestas V90, 2 MW. Tabela 6.1: Fabrički podaci za blok transformatro u sklopu vjetroagregata Vestas V90, 2 MW.

46

7. ENERGETSKI PRETVARAČI KOD VJETROGENERATORA VELIKIH SNAGA

Kod vjetrogeneratora se koriste različiti tipovi energetskih pretvarača. Kod vjetrogeneratora sa promjenljivom brzinom obrtanja pomoću pretvarača vrši se upravljanje momentom mašine, odnosno brzinom obrtanja vjetrogeneratora, u realnim uslovima promjenljive brzine vjetra. Pored upravljanja brzinom obrtanja pretvarači imaju ulogu i upravljanja faktorom snage generatora. Kod vjetrogeneratora sa fiksnom brzinom obrtanja (kaveznom indukcionom mašinom) koriste se pretvarači za kontrolu struje priključenja generatora na mrežu, kako bi se generator i mreža zaštitili od velikih strujnih udara i polaznih momenata.

Razvoj pretvarača koji se koriste za upravljanje vjetrogeneratorima je i dalje vrlo intenzivan, kako u pogledu topologije, tako i u pogledu elektronskih komponenti koje se koriste za njihovu realizaciju. U ovom odeljku biće opisani standardni pretvarači koji se koriste u modernim vjetroagregatima većih snaga.

7.1 Tipovi energetskih pretvarača kod vjetrogeneratora sa asinhronom mašinom sa kaveznim rotorom

Uloga pretvarača kod vjetrogeneratora sa kaveznom indukcionom mašinom je da ograniče struju priključenja vjetrogeneratora na elektroenergetski sistem i da obezbijede zahtijevani faktor snage u uslovima varijabilne proizvodnje koju diktira brzina vjetra.

7.1.1 Soft starter

Jedna od karakteristika kaveznih indukcionih mašina (AM) jeste velika struja polaska pri direktnom priključenju na električnu mrežu, što stvara propade napona u priključnoj mreži (naročito u uslovima kada je mreža slaba). Osnovna funkcija soft startera je da ograniči struje statora na oko 150% nominalne struje prilikom priključenja vjetrogeneratora na mrežu. Soft starter reguliše efektivnu vrijednost napona koja se dovodi na krajeve generatora u toku faze zalijetanja i na taj način reguliše struju koju preuzima mašina.

Soft starter je ustvari trofazni fazni regulator sa antiparalelnom vezom tiristora, pri čemu je u svakoj fazi paralelno sa tiristorima vezan prekidač, kao na slici 7.1. Ovaj prekidač po završenom priključenju generatora prespaja tiristore, kako bi se izbjegli gubici na njima u normalnom radu vjetrogeneratora.

Slika 7.1: Soft starter za priključenje kaveznog indukcionog vjetrogeneratora na EES

EES

47

Regulacija struje asinhrone mašine se postiže promjenom ugla paljenja tiristora. Kada se dostigne radna brzina generatora i odgovarajuća snaga, kontaktori (koji su na gornjoj slici predstavljeni prekidačima) kratko spajaju antiparalelne veze tiristora i na taj način isključuju soft starter, odnosno u normalnom radu asinhrona mašina je direktno priključena na mrežu.

Prednost ovakvog načina priključenja generatora na mrežu je u jednostavnosti i robusnosti soft startera u odnosu na neke složenije pretvarače. Mana soft startera je visok procjenat petog harmonika u struji statora, prilikom priključenja generatora na mrežu. Na slici 7.2 prikazana je envelopa karakteristika regulacije soft startera. Prikazane su krive odnosa efektivnih vrijednosti izlaznog i ulaznog napona faznog regulatora za slučaj kada je ϕ= 0° i za ϕ=90°, gdje je ϕ - fazni stav izmeñu struje i napona asinhrone mašine. Fazni stav mašine nalaziće se izmeñu ovih graničnih vrijednosti u toku procesa uključenja i isključenja generatora, pa će i karakteristika regulacije biti unutar ove envelope.

Slika 7.2: Envelopa upravljačkih karakteristika soft startera

7.1.2 Kompenzator reaktivne snage

S obzirom da je asinhrona mašina generalno potrošač reaktivne snage ona uvijek radi sa induktivnim faktorom snage, koji varira u zavisnosti od opterećenja, odnosno brzine vjetra. Sa druge strane EES zahtijeva da faktor snage bude stabilan i blizak 1. Iz tog razloga neophodno je vršiti dinamičku kompenzaciju reaktivne snage vjetrogeneratora sa indukcionom kaveznom mašinom. U tu svrhu najčešće se koristi kompenzator reaktivne snage koji se sastoji od baterija kondenzatora. Kompenzacija reaktivne snage može biti stepenasta ili kontinualna, u zavisnosti od konfiguracije statičkog kompenzatora. Generalni naziv za ove ureñaje kojima se vrši dinamička regulacija reaktivne snage injektiranja je Static Var Compenzator (SVC). Postoji više tehničkih rešenja SVC.

Za stepenastu kompenzaciju najčešće se koristi tzv. TSC – Thyristor-switched Capacitor, čija principijelna šema za jednu fazu je prikazana na slici 7.3.

ugao paljenja tiristora [ 0 ]

48

Slika 7.3: Principijelna šema TSC-a za jednu fazu

Trofazni TSC sastoji se od tri pretvarača prikazana na prethodnoj slici vezana najčešće u zvijezdu. Broj baterija kondenzatora (koje su na slici 7.3 radi jednostavnosti prikazane jednim kondenzatorom) i njihov pojedinačni kapacitet (koji ne mora da bude isti za sve baterije) zavisi od željenog broja diskretnih stepena regulacije, o čemu odlučuje proizvoñač. Obično se koristi k-1 baterija kapaciteta C, i jedna baterija kapaciteta C/2. Na taj način broj diskretnih stepena regulacije je 2k. Stepen kompenzacije, odnosno generisana reaktivna snaga, zavisi od broja kondenzatora koji su uključeni. Baterije kondenzatora se u kolo uključuju pomoću antiparalelne veze tiristora i ostaju uključene cijeli broj poluperioda mrežnog napona. Baterija se isključuje tako što se tiristorima u njenoj grani ukinu impulsi za paljenje. Na taj način, pri sljedećem prolasku struje tiristora kroz nulu, tiristor prestaje da provodi i isključuje se (jer postane inverzno polarisan). Ovakav način kompenzacije reaktivne snage ne unosi u mrežu neželjene više harmonike struje (ako zanemarimo tranzijente prilikom uključenja baterija). Da bi se ublažio tranzijent struje prilikom uključenja baterije kondenzatora uključenje treba obaviti u trenutku kada napon mreže ima tjemenu vrijednost, odnosno kada je .0/ =dtdu Meñutim, ispunjenje ovog uslova ne znači da će komutacija proći bez tranzijenata napona i struja jer baterija kondenzatora ima u opštem slučaju napon koji je različit od tjemene vrijednosti napona mreže. Zbog toga se na red sa kondenzatorima i vezuju prigušnice koje ograničavaju struje pri uključenju baterije kondenzatora. Antiparalelno vezani tiristori u šemi sa slike 7.3 imaju prednost nad kontaktorima, zbog toga što oni prekidaju struju u trenutku kada ona prirodno prolazi kroz nulu, što nije slučaj kod kontaktora. Osim toga, kontakti kontaktora podložni su habanju i zahtijevaju održavanje.

Kontinualna kompenzacija reaktivne snage moguća je pomoću kompenzatora sa faznim regulatorom sa induktivnim opterećenjem (TCR – Thyristor-controlled Reactor) i baterijom kondenzatora, čija je principijelna šema prikazana na slici 7.4. Ovaj kompenzator sadrži prigušnicu kao potrošač reaktivne snage i kondenzator kao izvor reaktivne snage. Upravljanjem struje kroz prigušnicu vrši se upravljanje dijelom reaktivne snage koju kompenzator troši i na taj način reguliše izlazna raktivna snaga vjetroagregata.

49

Slika 7.4: Kompenzator sa tiristorski kontrolisanom prigušnicom i paralelnom baterijom kondenzatora (TCR – Thyristor-controlled Reactor)

Promjenom ugla paljenja tiristora mijenja se efektivna vrijednost prvog harmonika struje kroz prigušnicu, što ima isti efekat kao da prigušnica ima promjenljivu induktivnost. Baterija kondenzatora, kao izvor reaktivne energije, generiše konstantnu reaktivnu snagu (pri stalnom naponu). Reaktivna snaga koja se injektira u mrežu QSVC jednaka je razlici snaga koju proizvede kondenzatorska baterija i raktivne snage koju uzima TCR, odnosno:

)(22

αSCVc

SVC BUX

UQ −= , (7.1)

Gdje su: U meñufazni napon mreže XL=2πfL ukupna induktivna rekatansa i Xc ukupna

kapacitivna reaktansa fC

XC π21= . Na osnovu Fourierove analize može se proračunati ukupna

susceptansa Bsvc koja odgovara efektivnoj reaktansi XL:

LSCV X

Bπ

ααπ 2sin2 +−= , (7.2)

gde je α ugao paljenja tiristora. Maksimalna induktivna i kapacitivna snaga injektiranja QSVC je odreñeno reaktansama XL i Xc, odnosno:

CSVC

LC X

UQ

X

U

X

U 222

≤≤− . (7.3)

Ovakav način regulacije reaktivne snage, zbog nelinearnosti faznog ragulatora, unosi više harmonike struje u mrežu. Ako su uglovi provoñenja oba tiristora u antiparalelnoj vezi jednaki (što je po pravilu ispunjeno), tada se u mrežu unose samo neparni harmonici struje. U protivnom, u mrežu se unose i parni harmonici, ali i jednosmjerna komponenta struje. Kao što se vidi sa

50

slike 7.4, na red sa kondenzatorima dodate su i progušnice male induktivnosti čija je primarna funkcija da zajedno sa kondenzatorima čine filtar kojim se iz mrežne struje dijelom eliminišu viši harmonici. Ovu bateriju kondenzatora moguće je podijeliti na nekoliko baterija koje se prekidačima uključuju u kolo, a čije prigušnice su odabrane tako da iz mrežne struje eliminišu recimo peti i sedmi harmonik. Treći harmonik struje faznog regulatora se zatvara unutar trougla faznog ragulatora i nema ga u mrežnoj struji.

Pored ova dva osnovna načina kompenzacije reaktivne snage, moguća je i njihova kombinacija, koja takoñe obezbjeñuje kontinualnu regulaciju reaktivne snage.

7.2 Tipovi energetskih pretvarača u vjetrogeneratorima sa asinhronom mašinom sa namotanim rotorom

U konfiguracijama vjetrogeneratora sa asinhronom mašinom sa namotanim rotorom i dinamičkim otporom u kolu rotora (vidi sliku 6.3), energetski pretvarači se koriste za kontinualnu promjenu otpornosti u kolu rotora u cilju promjenu klizanja, odnosno brzine obrtanja, u odreñenom opsegu. Kod vjetrogeneratora sa dvostrano napajanom indukcionom mašinom (vidi sliku 6.4) energetski pretvarač je povezan u kolu rotorskog namota i ima ulogu da napaja rotorski namot naponima i strujama promjenljive učestanosti takoñe u cilju upravljanja brzinom obrtanja.

7.2.1 Pretvarač za dinamičku kontrolu snage disipacije na eksternom otporniku u rotroskom kolu

Ovim pretvaračem, koji se koristi u konfiguraciji prikazanoj na slici 6.3, kontroliše se disipacija energije klizanja asinhrone mašine i na taj način mijenja klizanje mašine (samim tim i brzina obrtanja rotora mašine). Principijelna šema ovog pretvarača prikazana je na slici 7.5.

Slika 7.5: Principijelna šema pretvarača za disipativnu kontrolu energije klizanja

EES

51

Klizanje asinhrone mašine jednako je odnosu snage gubitaka u kolu rotora Pcu”( gubici u bakru rotora + snaga disipacije na spoljašnjem otporniku) i snage obrtnog polja Pob:

ob

cu

P

Ps

''

= (7.4)

Promjenom energije koja se disipira na otporniku R mijenjaće se i klizanje mašine, a

samim tim i brzina obrtanja rotora mašine. Kao što se vidi sa slike 7.5, rotorski naponi se ispravljaju pomoću trofaznog diodnog ispravljača, da bi se zatim tako ispravljen napon doveo otporniku R na kome se snaga rotorskog kola disipira. Zbog postojanja diodnog trofaznog ispravljača, sve tri faze rotorskog namotaja su ravnomjerno opterećene. Regulacija disipirane snage (efektivne vrijednosti struje kroz otpornik R) vrši se pomoću DC/DC pretvarača kojeg čine prigušnica i tranzistor. Brzim uključivanjem i isključivanjem tranzistora T uključuje se i kratko prespaja otpornik R, odnosno, mijenja se srednja vrijednost napona na otporniku, što ima isti efekat kao da otpornik ima promjenljivu otpornost. Na ovaj način praktično može da se ostvari mala promjena brzine obrtanja rotora mašine (do 10%), jer bi za veće promjene brzine obrtanja rotora, komponente u kolu rotora bilo potrebno dimenzionisati za veću snagu, što bi bilo neekonomičo. Osim toga, zbog povećanih gubitaka u rotoru efikasnost bi bila smanjena.

7.2.2 Back-to-back PWM naponski invertor kao pretvarač za DFIG konfiguraciju

Dvostrano napajana asinhrona mašina (DFIG) sa back-to-back PWM naponskim invertorom je najčešće korišćena konfiguracija energetskog pretvarača i električnog generatora u vjetroagregatima većih snaga. Principijelna šema ovog pretvarača prikazana je na Slici 7.6.

Slika 7.6: Principijelna šema back-to-back PWM naponskog invertora u DFIG konfiguraciji

Konfiguracija sa slike predstavlja statički Scherbius-ov pogon, kod kojeg je ciklokonvertor zamijenjen back-to-back PWM naponskim invertorom. Pogon je statički, jer se ovde koriste poluprovodmici, dok su se kod ranijih Scherbius-ovih pogona koristile obrtne mašine. Kao što je prethodno rečeno, ova konfiguracija omogućava upravljanje punom snagom generatora pomoću pretvarača u kolu rotora koji je dimenzionisan na snagu od samo 20 ÷ 30% nominalne snage mašine (tj. na snagu maksimalnog klizanja). Tipična promjena brzine koja se postiže pomoću ove konfiguracije je - 40 ÷ 30% sinhrone brzine, jer bi veća promjena brzine značila i veću snagu na koju bi trebalo da bude dimenzionisan energetski pretvarač, što bi bilo

EES

52

neekonomično. Korišćenje back-to-back PWM naponskog invertora omogućava raspregnuto upravljanje fluksom i momentom mašine pomoću invertora sa strane mašine, kao i raspregnuto upravljanje aktivnom i reaktivnom snagom pomoću invertora sa strane mreže. Upravljanje je vektorsko sa PWM ili SVM modulacijom. Prednost pogona sa back-to-back PWM naponskim invertorom u odnosu na ciklokonvertorski je u manjem broju komponenata, jednostavnijem upravljanju, i boljim performansama sa aspekta viših harmonika (prvenstveno sa strane mreže). Invertor sa strane mreže napaja se preko transformatora čija je uloga da prilagodi napon mreže ulaznom naponu invertora.

Osnovne karakteristike koje DFIG konfiguraciju sa back-to-back PWM naponskim invertorom čine najčešće primjenjivanom konfiguracijom u vjetrogeneratorima su:

• mogućnost rada asinhrone mašine sa brzinom obrtanja rotora koja je manja od sinhrone, jednaka sinhronoj, i veća od sinhrone brzine;

• rad sa sinhronom brzinom obrtanja rotora mašine, pri čemu se u rotor mašine injektuju jednosmjerne struje pomoću invertora koji radi u čoperskom modu;

• mala distorzija statorskih, rotorskih, kao i struja mreže; • nezavisno upravljanje fluksom i momentom mašine i • kontrola faktora snage sistema upravljanjem faznim pomjerajem izmeñu napona i struje

pomoću invertora sa strane mreže.

Asinhronom mašinom upravlja se vektorski, u sinhrono rotirajućem dq - koordinatnom sistemu, sa d - osom orijentisanom u pravcu statorskog fluksa. Na taj način dobijeno je raspregnuto upravljanje fluksom i momentom mašine, pri čemu se upravljanje fluksom vrši d – komponentom rotorske struje, a upravljanje momentom vrši se q – komponentom rotorske struje. Referencu za q – komponentu rotorske struje generiše regulator brzine obrtanja rotora, dok regulator brzine dobija takvu referencu brzine da se konverzija energije vjetra vrši sa maksimalnim Cp. Praćenje tačke maksimalne snage moguće je vršiti dinamički tako što se sa odreñenim inkrementom mijenja brzina obrtanja generatora i prati izlazna aktivna snaga. Ukoliko se snaga sa povećanjem brzine poveća onda se dalje inkrementira sve dok se ne dobije negativan znak promjene snage sa promjenom brzine, odnosno dok se ne doñe u blizinu tačke u kojoj je dP/dω=0. Ovaj model upravljanja je nezavisan od parametara turbine i gustine vazduha.

7.3 Back-to-back PWM naponski invertor kao pretvarač za punu snagu kod vjetroagregata sa sinhronim mašinama

Konfiguracija sa back-to-back PWM naponskim invertorom kao pretvaračem za punu snagu, primjenjuje se u Enercon-ovim vjetrogeneratorima. Principska šema ovog pretvarača sa IGBT tranzistorima prikazana je na slici 7.7.

Slika 7.7: Principska šema back- to-back PWM naponskog invertora

EES

pobuda

53

Osnovna prednost primjene back-to-back PWM naponskog invertora kao pretvarača za punu snagu je raspregnutost generatora od mreže, što omogućava rad vjetrogeneratora sa promjenjivom brzinom, a samim tim i veću godišnju proizvodnju električne energije i manja mehanička opterećenja vjetrogeneratora. Invertor sa strane mašine radi kao PWM ispravljač (što omogućava konstantan napon jednosmjernog meñukola), dok invertor sa strane mreže radi u invertorskom režimu upravljan SHE (Selective Harmonic Elimination) modulacijom ili sinusnom PWM modulacijom (SPWM). SHE modulacija omogućava bolji THD mrežnih struja i napona, jer eliminiše neželjene harmonike (npr. SHE1 eliminiše 5., 7., 11. i 13.) u talasnim oblicima struja i napona. SHE modulacija samim tim omogućava manju prekidačku učestanost na kojoj tranzistori rade u odnosu na SPWM, a to znači i manje gubitke pri SHE modulaciji u odnosu na SPWM. Prednost PWM ispravljača (invertora u ispravljačkom režimu) sa strane mašine u odnosu na diodni ispravljač je u tome što PWM ispravljač može da radi sa približno sinusnom strujom mašine (što smanjuje gubitke u mašini), i proizvoljnim faktorom snage. PWM naponski invertor u ispravljačkom režimu sa strane statora, opravdano je primjenjivati ako je reaktansa sinhrone mašine u opsegu 0.5÷1.5 p.u. U slučaju kada je reaktansa mašine veća od 1.5 p.u., faktor snage je veoma mali i nominalne snage generatora i invertora moraju da se povećaju da bi se dobila željena snaga na izlazu.

Invertorom sa strane mašine kontrolišu se d i q komponenta statorske struje, čije reference se generišu u regulatoru poreñenjem reference za moment mašine i stvarnog momenta mašine, dok se pretvaračem u pobudnom kolu kontroliše struja pobude mašine. Referencu za struju pobude mašine takoñe generiše regulator na osnovu reference momenta, mada se ova struja najčešće održava na konstantnoj vrijednosti koja odgovara maksimalnom momentu po amperu statorske struje. Izračunavanje komponenata statorske struje vrši se u sinhronom koordinatnom sistemu, pri čemu se vektor statorske struje poklapa sa q – osom. Na ovaj način moment se brzo reguliše q – komponentom statorske struje. Za regulaciju se primjenjuju PI regulatori.

Glavni zadaci invertora sa strane mreže su održavanje željenog napona jednosmjernog meñukola i održavanje reaktivne snage prema mreži na nulu (osim u slučaju slabe mreže, kada generisanjem reaktivne snage mogu da se poprave naponske prilike na mreži).

54

8. EKSPLOATACIONE KARAKTERISTIKE VJETROAGREGATA

S obzirom na stohastičku prirodu vjetra kao primarnog izvora, vjetroagregat se u potpunosti razlikuje u odnosu na agregate u konvencionalnim elektranama, gdje je radni fluid u normalnim uslovima pod potpunom kontrolom i agregati se nalaze u mirnom pogonu. Iz tog razloga vjetroagregati predstavljaju jedan vrlo dinamičan sistem, kako u pogledu radnih karakteristika, tako i u pogledu mehaničkih naprezanja svih njegovih vitalnih elemenata.

8.1 Stepen iskorišćenja vjetroagregata

Pri konverziji energije vjetra u pojedinim elementima vjetroagregata dolazi do disipacije snage. Mjera disipacije snage može da se izrazi preko stepena iskorišćenja snage za pojedine elemente vjetroagregata, pa je električna snaga koja se plasira u EES data sledećim izrazom:

)1( sptcgrpVE CPP αηηηη −= = VPη , (8.1)

gdje su:

PE – električna snaga koja se odaje u EES PV – snaga vjetra koju zahvata vjetroturbina Cp – faktor snage vjetroturbine

rη - koeficijent iskorišćenja reduktora

gη - koeficijent iskorišćenja vjetrogeneratora

cη - koeficijent iskorišćenja konvertora

tη - koeficijent iskorišćenja blok-transformatora

spα - koeficijent sopstvene potrošnje vjetroagregata

η - stepen iskorišćenja vjetroagregata. Na slici 8.1 prikazane su tipične vrijednosti stepena iskorišćenja pojedinih elemenata vjetroagregata nazivne snage 1 MW pri nominalnoj brzini vjetra.

Slika 8.1: Tipični gubici snage u jednom vjetroagregatu nazivne snage 1 MW pri nominalnoj brzini vjetra

Sopstevena potrošnja vjetroagregata predstavlja snagu napajanja kontrolno-upravljačkog sistema (motorni pogoni sistema za zakretanje vjetroturbine, sistem za pich kontrolu, sistem za mjerenje i zaštitu...) i pomoćnih sistema (grijači ulja reduktora, ventilatorski pogoni, svjetla za označavanje vjetroturbine,...). Sopstvena potrošnja nije konstantna već zavisi od režima rada vjetroagregata.

55

8.2 Kriva snage vjetroagregata

Kriva snage (power curve) je najvažnija eksploataciona karakteristika vjetroagregata. Ona pokazuje koliku električnu snagu na priključcima generatora razvija vjetroagregat pri odreñenoj brzini vjetra mjerenoj na osovini vjetroturbine. Kriva snage se obično zadaje grafički ili tabelarno. Razlika izmeñu krive snage vjetroturbine i krive snage vjetroagregata je u gubicima snage na pojedinim elementima vjetroagregata (slika 8.1).

8.2.1 Kriva snage vjetroagregata sa fiksnom brzinom obrtanja i pasivnom (stall) kontrolom

snage vjetroturbine

Karakteristika snage vjetroturbine sa fiksnom brzinom obrtanja i pasivnom stall kontrolom snage je opisana u odeljku 3.3. Na osnovu karakteristike snage vjetroturbine, uvažavanjem gubitaka snage u prenosnom mehanizmu i generatoru, dobija se izlazna karakteristika snage vjetroagregata. Na slici 8.2 prikazana je kriva snage vjetroagregata Nordex N50 nazivne snage 800 kW koji koristi pasivni stall sistem regulacije.

Slika 8.2: Karakteristika snage vjetroagregata sa pasivnom stall kontrolom vjetroturbine i

fiksnom brzinom obrtanja (Nordex N50, 800 kW)

Vjetroturbine sa pasivnom stall regulacijom po pravilu pogone asinhrone kavezne

generatore. Treba napomenuti da je ovaj koncept upravljanja relativno zastareo i danas se može sresti kod turbina nazivne snage ispod 1 MW. Glavni nedostaci ovog koncepta su relativno slabo iskorišćenje snage vjetra pri slabim i jakim vjetrovima, oštro prenošenje udarnih momenata uzrokovanih naglim varijacijama brzine vjetra i efektom stuba, velika naprezanja elemenata turbine u zoni stall efekta.

8.2.2 Kriva snage vjetroagregata sa promjenljivom brzinom obrtanja i aktivnom (ptich)

kontorlom snage vjetroturbine

Karakteristika snage vjetroturbine sa fiksnom brzinom obrtanja i pasivnom stall kontrolom snage je opisana u odeljku 3.3. Na osnovu karakteristike snage vjetroturbine uvažavanjem gubitaka snage u prenosnom mehanizmu i generatoru dobija se izlazna karakteristika snage vjetroagregata. Na slici 8.3 prikazana je karakteristika snage moderne komercijalne vjetroturbine VESTAS V90 Nazivne snage 2 MW koja spada u kategoriju vjetroturbina sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica.

Karakteristike snage modernih komercijalnih vjetroturbina sa promjenljivom brzinom obrtanja i promjenljivim uglom lopatica praktično se poklapaju sa idealnom krivom snage

56

vjetroturbine. Samo u oblasti brzina vjetra bliskih nominalnoj brzini vjetra kod realnih vjetroturbina postoji odstupanje od idealne karakteristike jer se obično prelazak sa strategije promjenljive brzine na strategiju fiksne brzine i promjenljivog ugla zakretanja ne vrši naglo. Razlog za to je ograničenje u pogledu dozvoljene emisije buke koja je najveća u ovoj zoni.

Slika 8.3: Karekteristika snage vjetroagregata sa aktivnom pitch kontrolom vjetroturbine i varijabilnom brzinom obrtanja (Vestas V90 2MW)

Pri vrlo jakim vjetrovima (V > Vcut out) vjetroturbina (važi i za stall i za pitch regulisane vjetroturbnie) se isključuje iz sigurnosnih razloga. Treba napomenuti da se Vcut out odnosi na srednju desetominutnu vrijednost brzine vjetra, što znači da kratkotrajan udar vjetra v>Vcut out ne mora isključiti vjetroturbinu. Zapravo, definiše se više brzina isključenja vjetroturbine i to: srednja dvominutna brzina vjetra (tipično je 28 m/s) i srednja trosekundna brzina vjetra (tipično je 30 m/s). Npr. ako imamo udar vjetra od 29 m/s koji traje nekoliko sekundi neće doći do isključenja vjetroturbine.

Ako brzina vjetra premaši neku od granica isključenja, vjetroagregat se isključuje sa mreže a vjetroturbina zaustavlja i fiksira hidrauličkom disk kočnicom. Za ponovno uključenje potrebno je da se brzina vjetra smanji ispod tzv. brzine ponovnog uključenja, koja je tipično (20 – 22) m/s. Dakle, u zoni vrlo jakih vjetrova kriva snage nije jednoznačna već postoji histerezis, kao što je prikazano na slici 8.4.

Slika 8.4: Histerezisni efekat kod jedne pitch regulisane vjetroturbine nazivne snage 1500 kW

Brzina vjetra [m/s]

Ele

ktrič

na s

naga

[kW

]

57

Histerezis je neophodan zbog izbjegavanja oscilujućeg rada u slučaju kolebanja brzine vjetra u okolini Vcutout. Sa druge strane, u regionima sa čestim pojavama jakih vjetrova (22m/s < V < 25 m/s) efekat histerezisa može uzrokovati značajne gubitke u proizvodnji električne energije. Na primjer, vjetroelektrana na Pagu u Hrvatskoj ima manju efikasnost od oko 10 % na godišnjem nivou uzrokovanu histerezisom krive snage vjetroturbina.

Naglo isključenje vjetroagregata pri vrlo jakim brzinama vjetra može biti vrlo negativno u pogledu stabilnosti EES, naročito u slučajevima velikih vjetroelektrana (npr. nekoliko 100 MW) kada sistem naglo gubi značajnu snagu. Neki proizvoñači su i u ovom pogledu adaptirali sistem upravljanja snagom vjetroturbine tako da se pri vrlo jakim vjetrovima ima meko isključenje (soft stop) vjetroagregata. Na slici 8.5 prikazana je kriva snage vjetroagregata Gamesa G90, 2 MW.

Slika 8.5: Kriva snage vjetroagregata Gamesa G90, 2 MW sa mekim isključenjem pri vrlo jakim vjetrovima

8.3 Uticaj meteoroloških faktora na krivu snage vjetroagregata

Kriva snage vjetroagregata koju deklariše proizvoñač se odnosi na standardne uslove koji podrazumijevaju standardnu gustinu vazduha 1,225 kg/m3 i intenzitet turbulentnosti vjetra I = 10%, takoñe se podrazumijeva da su lopatice vjetroturbine suve i čiste. U realnim uslovima kriva snage se mijenja zbog odstupanja od standardnih parametara.

8.3.1 Uticaj promjene gustine vazduha na krivu snage vjetroagregata

Gustina vazduha se mijenja sa promjenom atmosferskog pritiska i temperature tako da se mijenja i gusitina snage vjetra, kao što je opisano u poglavlju 2, a samim tim i snaga na vratilu vjetroturbine. U tabeli 8.1 data je tabelarno kriva snage vjetroagregata Gamesa G90 2 MW za različite vrijednosti gustine vazduha. Na osnovu podataka datih u tabeli može se zaključiti da je uticaj promjene gustine vazduha na izlaznu snagu vjetroagregata značajan, pa je pri analizi vjetroenergetskog potencijala u fazi razvoja projekta potrebno analizirati varijacije gustine vazduha.

Brzina vjetra [m/s]

Ele

ktrič

na s

naga

[kW

]

58

Tabela 8.1: Kriva snage vjetroagregata Gamesa G90 2 MW za različite vrijednosti gustine vazduha.

Sa promjenom gustine vazduha, osim promjene snage vjetra mijenja se i dinamička viskoznost vazduha što utiče na uslove pojave stall efekta. Ovo je naročito bitno kod stall kontrolisanih vjetroturbina kod kojih sa promjenom gustine vazduha se mijenja i kritična brzina vjetra pri kojoj nastaje stall efekat. Kod pich kontrolisanih vjetroturbina efekat promjene dinamičke viskoznosti vazduha se može kompenzovati.

8.3.2 Uticaj kiše i leda na efikasnost vjetroagregata

Svaka nečistoća na lopaticama vjetroturbina uzrokuje pad uzgonske sile. U tom smislu i kvašenje lopatica vjetroturbina u uslovima kiše uzrokuje izvjestan gubitak efikasnosti u odnosu na suve lopatice.

Posebnu i vrlo bitnu kategoriju dodatnih gubitaka kod vjetroagregata predstavlja zaleñivanje vjetroturbine. Hvatanje leda na lopaticama vjetroturbine se dogaña pri posebnim klimatskim uslovima koji zavise od temperature vazduha i relativne vlažnosti vazduha. U zavisnosti od mikroklimatskih uslova pojava zaleñivanja se može javiti pri različitim temperaturama u opsegu od 00C do -300C. Na dijagramu na slici 8.6 prikazani su razultati statističke analize pojave uslova zaleñivanja u funkciji ambijentalne temperature. Uslovi za pojavu leda se u prosjeku najčešće javljaju pri ambijentalnoj temperaturi od -5 0C. Treba napomenuti da je temperatura lopatica vjetroturbine nešto veća od ambijentalne temperature zbog trenja sa vazduhom. Nadtemperatura neke sekcije lopatice vjetroturbine koja se kreće brzinom v0 se može procijeniti pomoću jednačine:

(8.2)

gdje je cp specifični toplotni kapacitet vazduha. Npr. ako je brzina neke sekcije vjetroturbine 60 m/s njena nadtemperatura je oko 20C, što znači da se pojava zaleñivanja može javiti pri

59

temperaturama vazduha nižim od -20C. Pri razvoju projekta potrebno je detaljno analizirati klimatološke uslove ciljnog regiona i na osnovu mjerenja relevantnih parametara i kontakta sa lokalnim hidrometeorološkim zavodom procijeniti ekvivalentno vrijeme trajanja uslova za zaleñivanje vjetroturbine.

Slika 8.6: Relativna čestina javljanja zaleñivanja vjetroturbine u funkciji temperature vazduha Osim u pogledu gubitaka u proizvodnji, pojava zaleñivanja vjetroturbine uzrokuje pri

njenom radu jaka dinamička naprezanja usled asimetričnog opterećenja lopatica, a takoñe led na lopaticama može biti i opasnost za okolinu jer pri radu može usled centrifugalnih sila u vidu projektila odvojiti se od vjetroturbine i ugroziti ljude u njenoj blizini.

8.3.3 Uticaj trubulentnosti vjetra na krivu snage vjetroagregata

Turbulentnost vjetra je generalno negativna karakteristika jer uzrokuje povećava mehanička naprezanja lopatica vjetroturbine pa je iz tog razloga vrlo bitno mjeriti turbulentnost vjetra. Pored mahaničkih naprezanja, turbulentnost vjetra utiče i na efkiasnost vjetroturbine. Uticaj turbulentnosti vjetra na krivu snage za različite intenzitete turbulentnosti je ilustrovan na slici 8.6.

Slika 8.7: Uticaj turbulentnosti vjetra na krivu snage vjetroagregata

60

Pri relativno malim brzinama vjetra povećanje turbulentnosti vjetra u izvjesnoj mjeri povećava izlaznu snagu turbine, dok pri brzinama vjetra u okolini nominalne brzine vjetra povećanje turbulentnosti uzrokuje pad izlazne snage. Za brzine vjetra znatno iznad nominalne brzine uticaj turbulentnosti na izlaznu snagu se može kompenzovati kod pitch kontrolisanih vjetroturbina.

Povećanje snage turbine sa povećanjem turbulentnosti u zoni slabih vjetrova se objašnjava činjenicom da je kriva snage deklarisana na osnovu srednjih desetominutnih brzina vjetra. Pokazuje se da je snaga vjetra dobijena integraljenjem trećeg stepena trenutne brzine vjetra u izvesnoj mjeri veća od snage dobijene na osnovu srednje desetominutne brzine vjetra, i ta razlika je kod slabih i umjerenih vjetrova veća ukoliko je vjetar turbulentniji.

8.4 Mehanička naprezanja vitalnih elemenata vjetroagregata

U toku rada elementi vjetroagregata su izloženi različitim mehaničkim naprezanjima. Prirodu i intenzitet mehaničkih naprezanja potrebno je poznavati kako bi se izvršio pravilan izbor vjetroturbine, sagledale mogućnosti smanjenja naprezanja elemenata vjetroagregata i preduprijedile njihove moguće havarije u realnim uslova rada i izvršila procjena troškova održavanja i životnog vijeka vjetroagregata.

Generalna podjela naprezanja vjetroturbine, njihove karakteristike i tipični uzroci su prikazani na slici 8.8.

Slika 8.8: Izvori i karakteristike mehaničkih naprezanja vjetroagregata

U toku normalnog rada vjetroturbina je usmjerena normalno na pravac duvanja vjetra tako da sila pritiska vjetra Ft uzrokuje aksijalnu silu u osovini vjetroturbine, koja je data izrazom (5.35).

Radne brzine vjetra Statičko radno opterećenje

Visinski profil brzine vjetra

Zakretanje vjetroturbine pri promjeni smjera vjetra

Gravitaciona sila

Pulsaciono cikličko opterećenje

Udari vjetra

Polazak vjetroturbine

Zaustavljanje vjetroturbine

Zakretanje lopatica

Kratki spojevi u priključnoj mreži

Tranzijentno opterećenje

Turbulentnost Stohastičko opterećenje

61

Sila pritiska Ft zavisi od kvadrata brzine vjetra V2 i koeficijenta pritiska vjetra CT koji zavisi od radnog režima vjetroturbine (brzine obrtanja i pitch ugla). Na slici 8.9 prikazane su promjene koeficijenta pritiska vjetra CT u funkciji brzine vjetra za dvije komercijalne vjetroturbine različitih koncepta upravljanja i to Vestas V52 850 kW sa promenljivom brzinom obrtanja i pich kontrolisanom turbinom i Nordex N50 800 kW sa fiksnom brzinom obrtanja i stall kontrolom vjetroturbine. Može se zaključiti da je sila pritiska vjetra značajno manja kod vjetroturbina sa promjenljivom brzinom obrtanja i pich regulacijom što je njihova značajna prednost u odnosu na stall regulaciju.

Slika 8.9: Promjene koeficijenta pritiska vjetra CT u funkciji brzine vjetra za dvije komercijalne vjetroturbine različitih koncepta upravljanja

Sila Ft djeluje na savijanje lopatica vjetroturbine i stuba na koji je ona montirana, što izaziva pojavu naprezanja i deformacija kao što je prikazano na slici 8.9. Sila pritiska Ft je promjenljiva jer se brzina vjetra u vremenu mijenja pa su i deformacije promjenljive što osim u pogledu zamora materijala ima bitan značaj i kod upravljanja radom vjetroturbine jer je potrebno uvažiti brzine oscilovanja elemenata vjetroturbine.

Slika 8.10: Naprezanje vjetroagregata usled aksijalne sile pritiska vjetra

Da bi se amortizovala udarna opterećenja izazvana jakim naletima vjetra potrebno je djelovati na ugao lopatica vjetroturbina kako bi se smanjio koeficijent pritiska CT. Da bi taj sistem kontrole bio efikasan potrebno je imati informaciju o naletu vjetra prije nego što on stigne

62

do vjetroturbine kako bi sistem bio spreman na reagovanje. Iz tog razloga se razvija sistem za lasersku kontrolu naleta brzine vjetra koji usmjerava laserski zrak uz vjetar i dobija informaciju o naletu udarnog vjetra prije nego što on stigne do vjetroturbine što omogućava sistemu za zakretanje lopatica da funkcioniše u modu sa predupravljanjem.

Sila Ft uzrokuje dinamički moment na temelj stuba koji teži da prevrne stub. Pored sile Ft na temelj stuba djeluje i moment od sile pritiska vjetra na sam stub. Ukupan moment na temelj stuba se može sračunati prema jednačini:

cstt ZAVhFM 2

21 ρ+= (8.3)

Gdje su:

h - visina stuba,

As – površina poprečnog presjeka projekcije stuba na ravan normalnu na smjer duvanja vjetra

Zc – visina težišta sile pritiska vjetra na stub u odnosu na temelj stuba

Cs – aerodinamički koeficijent stuba (tipično je 0,7).

Zbog postojanja visinskog profila brzine vjetra sila pritiska vjetra na lopatice vjetroturbine se mijenja sa uglom zakretanja vjetroturbine ψ (koji se računa u odnosu na vertikalnu osu usmjerenu na gore). Najveća sila pritiska vjetra se javlja pri uglu 00=ψ , a najmanja pri uglu

πψ = . Pri obrtanju vjetroturbine lopatica je izložena pulsacionoj promjeni sile pritiska vjetra što dovodi do zamora materijala, pa je iz tog razloga potrebno dobro proučiti visinski profil brzine vjetra. Osim toga, pri rotaciji se mijenja i karakter opterećenja usled sile sopstvene težine lopatice vjetroturbine. Ova sila ima aksijalni smjer pri uglovima 00=ψ i πψ = . Pri uglovima

2πψ ±= gravitaciona sila je čisto transverzalna i stvara moment savijanja lopatice oko

odgovarajuće ose.

63

LITERATURA

[1] Sathyajith Mathew, Wind Energy, Fundamentals, Resource Analysis and Economics,

Springer-Verlag Berlin Heidelberg, Printed in The Netherlands, 2006.

[2] Fernando D. Bianchi, Hernán De Battista, Ricardo J. Mantz, Wind Turbine Control Systems, Springer-Verlag London Limited, Printed in The Germany, 2007.

[3] Thomas Ackermann, Wind Power in Power Systems, John Wiley & Sons, Ltd, The Atrium, Southern Gate, Chichester, West Sussex PO19 8SQ, England, 2005.

[4] J.F.Manwell, J.G.McGowan, A.L.Rogers, Wind Energy Explained, John Wiley & Sons, Ltd, 2002.

[5] K. Heinloth, Energy Technologies Subvolume C: Renewable Energy, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, Printed in The Germany, 2006.

[6] Gilbert M. Masters, Renewable and Efficient Electric Power Systems, John Wiley & Sons, Inc., Hoboken, New Jersey, 2004.

[7] Volker Quaschning, Understanding Renewable Energy Systems, Carl Hanser Verlag GmbH & Co KG, 2005.

[8] Hartwig Dobesch, Georg Kury, Basic meteorological concepts and recommendations for the exploitation of wind energy in the atmospheric boundary layer, Central Institute for Meteorology and Geodynamics, Vienna, Austria, 2002.

[9] I. Troen, E. L. Petersen, European Wind Atlas, Riso National Laboratory, Roskilde, Denmark, 1989.

[10] Joachim Peinke, Peter Schaumann, Stephan Barth, Wind Energy Colloquium Proceedings of the Euromech, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2007.

[11] M. ðurić, A. Čukarić, Ž. ðurišić, Elektrane, Elektrotehnički fakultet u Prištini i Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2004.

[12] Alfredo Peña, Sensing the wind profile, PhD report, Risø National Laboratory for Sustainable Energy, Technical University of Denmark, Roskilde, Denmark, 2009.

[13] J. Goldstein, ..., Approaches for extreme wind speed assessment: a case study, Helimax Energy Inc., Montreal, Canada, World Wind Energy Conference, 2008.

[14] F. Banuelos-Ruedas, C. Angeles-Camacho, S. Rios-Marcuello, Analysis and validation of the methodology used in the extrapolation of wind speed data at different heights, Renewable and Sustainable Energy Reviews 14 (2010), pp 2383–2391.

[15] A. Carta, D. Mentado, A continuous bivariate model for wind power density andwind turbine energy output estimations, Energy Conversion and Management 48 (2007), pp 420–432.

[16] A. Sathe, W. Bierbooms, Influence of diferent wind profles due to varying atmospheric stability on the fatigue life of wind turbines, Journal of Physics: Conference Series 75, 2007.

[17] N. G. Mortensen, O. Rathmann, M. Nielsen, WAsP 9 (couse notes), Roskilde, Denmark, September 2008.

[18] A. Neubert, W. Winkler, Wind Farm Design (couse notes), Garrad Hassan Deutschland GmbH, 2009.

64

[19] N. G. Mortensen, O. Rathmann, A. Tindal and L. Landberg, Field validation of the ∆RIX performance indicator for flow in complex terrain, European Wind Energy Conference EWEC2009, Belgium, 2008.

[20] W. Langreder, J. Højstrup, L. Svenningsen, The Good, the Bad and the Ugly Extreme Wind, European Wind Energy Conference EWEC2009, Marseille, France, March 2009.

[21] I. I. Abreu, Rewiew of Wind Turbine Technology - 2008, European Wind Energy Conference EWEC2009, Marseille, France, March 2009.

[22] S. Hui, A. Crockford, Wind Profiles and Forests, European Wind Energy Conference EWEC2009, Marseille, France, March 2009.

[23] L.M. Fernandez, C.A. Garcia, F. Jurado, Comparative study on the performance of control systems for doubly fed induction generator (DFIG) windturbines operating with power regulation, Energy, Volume 33, Issue 9, September 2008, Pages 1438–1452

[24] S. Srdić, Principi elektromehaničke konverzije energije vjetra i tipovi energetskih pretvarača u vjetrogeneratorima, Seminarski rad (Mentri: D. Miličić, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2008.

[25] M. Zindović, Tehno-ekonomski uslovi razvoja projekta vjetroelektrane u južno-banatskom regionu, Diplomski rad (Mentori: N. Rajakovic, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2009.

[26] D. Ćetković, Analiza resursa energije vjetra u južno-banatskom regionu, Diplomski rad (Mentori: D. Mikičić, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2006.

[27] P. Krička, Integracija vjetroelektrana u EES Srbije, Diplomski rad (Mentori: N. Rajakovic, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2009.

[28] M. ðedović, Analiza vjetroenergetskog potencijala na mikrolokaciji , Diplomski rad (Mentori: M. ðurić, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2009.

[29] M. Stojanović,Uticaj vjetroelektrana u južnobanatskom regionu na gubitke u prenosnoj mreži Srbije, Diplomski rad (Mentori: P. Stefanov, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2009.

[30] M. Mitrović, Tehnički zahtevi i uslovi rada vjetroelektrana velike snage u elektroenergetskom sistemu, Diplomski rad (Mentori: P. Stefanov, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2009.

[31] R. Čabarkapa, Analiza uslova priključenja vjetroagregata Gamesa G90 na distributivnu mrežu na lokaciji Dolovo, Diplomski rad (Mentori: M. ðurić, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2009.

[32] M. Mišković, Negativni uticaji vjetroelektrana na životnu sredinu, Diplomski rad (Mentori: J. Mikulović, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2010.

[33] D. ðorñević, Analiza efikasnosti različitih modela vjetroagregata na jednoj mikrolokaciji u južnom Banatu, Diplomski rad (Mentori: J. Mikulović, Ž. ðurišić), Elektrotehnički fakultet u Beogradu, 2010.

[34] Ž. ðurišić, J. Mikulović, A model for vertical wind speed data extrapolation for improving wind resource assessment using WAsP, Renewable Energy 41 (2012), pp. 407-411,

[35] Ž. ðurišić, J. Mikulović, Assessment of the Wind Energy Resource in the South Banat Region, Serbia, Renewable& Sustainable Energy Reviews, 16 (2012), pp. 3014-3023.

[36] Ž. ðurišić, J. Mikulović, I. Babić, Impact of wind speed variations on wind farm economy in the open market conditions, Renewable Energy 46 (2012), pp. 289-296.

65

[37] Ž. ðurišić, N. Rajaković, I. Nenčić, S. Pejičić, Hybrid wind-diesel system for electricity supply of isolated consumers in south-banat region (Serbia), Proc. of European Wind Energy Conference (EWEC 2009), Marseille, France, Marth 2009. www.ewec2009proceedings.info/allfiles2/409_EWEC2009presentation.pdf

[38] Ž. ðurišić, N. Rajaković, P. Krička, M. Obradović, Impact of daily and seasonal variations of a wind speed on wind farm economy in the open market conditions, Proc. of European Wind Energy Conference (EWEC 2009), Marseille, France, Marth 2009. www.ewec2009proceedings.info/proceedings/ewec.php?id=406

[39] Ž. ðurišić, N. Rajakovic, M. Zindovic, I. Babic, Feasibility Analysis of Perspective Wind Farm in The Soth-East Banat Region, Proc. of Conference of Industrial Electronics - INDEL, Banja Luka, Bosnia and Herzegovina, 6 – 8. November 2008.

[40] Ž. ðurišić, M. Milosevic, M. Djuric, Control strategy of a wind turbine driven DFIG for stand-alone applications, Proc. of International Conference on Deregulated Electricity Market Issues in South-Eastern Europe (DEMSEE2008), 22-23 September 2008, Nicosia, Cyprus (Paper ref No: 166).

[41] Ž. ðurišić, M. Bubnjević, D. Mikičić, N. Rajaković, Wind Atlas of Serbian Region Vojvodina, Proc. of European Wind Energy Conference (EWEC 2007) Milan, Italy, May 2007. www.ewec2007proceedings.info/allpapers2/249_Ewec2007fullpaper.pdf

[42] Ž. ðurišić, N. Rajaković, D. Mikičić, M. Bubnjević, Feasibility Analysis of Wind-plant in the Region of Deliblatska Peščara (Serbia), Proc. of 6th Balkan Power Conference, ISBN:961-243-040-3,Ohrid, Macedonia, June 2006

[43] Ž. ðurišić, D. Mikičić, M. Bubnjevic, Integration of Small Power Plants in Power System, Proc. of 4th Renewable energy conference, ISBN: 86-7215-179-8, Budva, Montenegro, October, 2005

[44] Ž. ðurišić, M. ðurić, D. Mikičić, ð. Diligenski, The Economics of Wind Turbines, Proc. of 3rd International Symposium of Environmental protection – ELECTRA, Herceg Novi, Montenegro, June 2004.

[45] Ž. ðurišić, N. Krajišnik, D. Božović, Wind Turbine Driven Double Fed Induction Generator, Proc. of 4th Renewable energy conference, ISBN: 86-7215-179-8, Budva, Montenegro, October, 2003.

[46] Ž. ðurišić, J. Trifunović, M. Zindović, M. Milinković, I. Babić, M. Mišković, G. Dobrić, S. Kerečki, Assessment of wind power resource in Belgrade region, Proc. of European Wind Energy Association (EWEA 2012), Copenhagen, Denmark, April, 2012.

[47] N. Sučević, Ž. ðurišić, Influence of atmospheric stability variation on uncertainties of wind farm production estimation, Assessment of wind power resource in Belgrade region, Proc. of European Wind Energy Association (EWEA 2012), Copenhagen, Denmark, April, 2012.

[48] Ž. ðurišić, M. Zindović, Uslovi razvoja projekta perspektivne vjetroelektrane u južnobanatskom regionu, Energetičar, Izdavač: Savez energetičara Republike Srpske, br. XIV, 2009. str. 9 -18.

[49] Ž. ðurišić, B. ðukić, N. Šijaković, D. Balkoski, D. Popović, Analiza karakteristika vjetra u južnom Banatu i uslovi integracije vjetroelektrana u EES Srbije, Elektroprivreda, vol. 64, br. 3, 2011, str. 256-270.

[50] Ž. ðurišić, Analiza resursa energije vjetra u južnom Banatu, Zbornik radova 30 savetovanja CIGRE, Zlatibor 2011.

Srednja godišnja brzina vjetra na visini 60 m

z0=0,3m z0=0,03m Smjer vjetra Zone uticaja prepreke na intenzitet turbulentno

20h 2h vmax Relativno povećanje brzine vjetra

Rastojanje od vrha brda (m)

h Ostali Relativna nesigurno

st

Trajanje mjerenja [mjeseci]

Sila usled gradijenta pritiska

Oblast visokog pritiska

Rezultantna putanja

vazdušnih masa

Coriolisova sila Oblast niskog pritiska

Smjer vjetra Smjer vjetra Odnos

izmjerenih brzina vjetra

Smjer vjetra [o]

2h V v(t) v’(t) Brzina vjetra [m/s]

Vrijeme [s] profil z02 profil z01 z01> z02 Tranzijentn

a linija

z02 z01 Smjer vjetra