You also want an ePaper? Increase the reach of your titles
YUMPU automatically turns print PDFs into web optimized ePapers that Google loves.
<strong>RAPORT</strong> <strong>ŞTIINŢIFIC</strong> <strong>ŞI</strong> <strong>TEHNIC</strong><br />
PROIECT PCCA NR. 36 / 2012 - ETAPA 1 – 2012<br />
« Sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică<br />
putere integrate într-o microreţea – MICROREN »<br />
Coordonator : Universitatea ‘Politehnica’ din Timişoara<br />
REZUMAT<br />
Prezentul raport inglobeaza realizarile si rezultatele specifice celor sapte activitati stiintifice si<br />
tehnice finalizate in cadrul proiectului (fiecare capitol referindu-se la cate o activitate distincta), care<br />
se constituie ca suport pentru activitatile specifice etapei urmatoare. Toate activitatile prezentei etape<br />
au urmarit obiectivele propuse privind modelarea si simularea componentelor unei microretele.<br />
Primul capitol trateaza problematica proiectarii, modelarii si simularii paletelor si rotorului unei<br />
turbine de vant, respectiv a unui mecanism de protecţie la supraturare.<br />
Al doilea capitol prezinta considerente privind proiectarea, modelarea şi simularea unor<br />
variante adecvate pentru turbine micro hidro (bazate pe un studiu parametric al turbinelor Pelton şi<br />
Banki-Michell-Ossberger), concluzia fiind ca turbinele cu dublu flux, de tipul Banki, se pot constitui<br />
ca microturbine hidraulice care îndeplinesc exigenţele tehnice impuse actualmente.<br />
In cadrul activitatii urmatoare (capitolul trei) este ales tipul constructiv de maşină pentru un<br />
generator de inducţie cu două înfăşurări (DSWA) şi un generator sincron reactiv multifazat fără perii şi<br />
fără înfăşurare rotorică (RBLDC) si sunt concepute programe de proiectare analitică ale acestora<br />
(calculul preliminar al dimensiunilor, calculul optimal al dimensiunilor, parametrilor şi<br />
caracteristicilor, calculul cu element finit al parametrilor şi caracteristicilor), realizandu-se o comparare<br />
a rezultatelor obţinute prin calcul analitic, cu cele obtinute prin analiza cu element finit.<br />
Urmatorul capitolul realizeaza o analiza numerică de câmp prin metoda elementelor finite a<br />
unor modele de laborator pentru două topologii de micro-aerogeneratoare cu magneţi permanenţi cu<br />
flux radial, respectiv cu flux axial, pentru sisteme hibride de conversie a energiei regenerabile de mică<br />
putere integrate în microreţea.<br />
Capitolul cinci considera un model al unui sistem de panouri fotovoltaice, dezvoltat pe baza<br />
circuitului echivalent cu o dioda, implementat in Simulink utilizat pentru simularea functionarii<br />
componentei fotovoltaice din cadrul unei microretele.<br />
In capitolul sase este realizata modelarea si simularea unor noi structuri de convertoare<br />
multiinput hibride cu factor de conversie ridicat, utilizabile in retele de tip microgrid cu surse de<br />
intrare multiple. Convertorul propus reprezinta elementul de conversie al unui sistem hibrid cu doua<br />
surse de energie -o turbina eoliana si un ansamblu de panouri fotovoltaice -, rezultatele simularilor<br />
validand consideratiile teoretice, demonstrand totodata superioritatea structurii propuse in raport alte<br />
solutii oferite de literature de specialitate.<br />
Ultimul capitol propune o structura microgrid formata dintr-un sistem de panouri fotovoltaice,<br />
o turbina eoliana, consumatori, sistem de acumulatori pentru stocarea energiei, convertor comandat si<br />
posibilitatea de conectare la retea. Modelarea componentelor si simularea interactiunii componentelor<br />
microgridului au ca scop dezvoltarea unor strategii de conducere privind integrarea surselor de energie<br />
regenerabila la nivelul microgridului, cresterea eficientei energetice a folosirii surselor regenerabile si<br />
cresterea sigurantei de operare. Este realizata o modelare si simulare a surselor regenerabile de energie<br />
(vant sau hidro), prin sisteme de tip ”Hardware in the Loop”, iar pentru a putea testa un sistem de<br />
turbina eoliana/hidro in diverse regimuri de functionare, a fost proiectat si implementat (hard si soft)<br />
un simulator, care ofera o flexibilitate deosebita pentru testarea unei largi varietati de turbine eoliene si<br />
generatoare, fara investitii costisitoare si/sau constructia fizica a turbinelor.<br />
De subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei curente au fost<br />
realizate. De asemenea au fost elaborate un numar de patru lucrari stiintifice.<br />
1
DESCRIERE <strong>ŞTIINŢIFIC</strong>Ă <strong>ŞI</strong> <strong>TEHNIC</strong>Ă<br />
1. Modelarea şi simularea functionării paletelor şi a rotorului turbinei de vânt de mică putere cu<br />
pozitionarea specifică a mecanismului de protectie la supraturare.<br />
1.1. Introducere<br />
Literatura de specialitate nu oferă explicit solutii de calcul pentru sistemul automat de protecţie<br />
la supraturare, rolul funcţional al componentelor, cinematica şi dinamica sistemului mecanic automat.<br />
Faţă de soluţiile ilustrate de producătorii de agregate de vânt de mică putere [1.4], [1.5], [1.6], în<br />
cadrul acestui program de cercetare se propune o soluţie originală prin care paletele rotorice sunt<br />
legate între ele prin intermediul unui mecanism bielă-manivelă. Mişcarea lor de rotaţie se transformă<br />
în mişcare de translaţie prin care se comprimă un arc elicoidal şi se activează un amortizor hidraulic,<br />
fig. 1.3. Fiind un sistem automat va oscila in jurul poziţiei de echilibru. Amortizorul hidraulic are rolul<br />
de a atenua viteza de oscilaţie şi în acest fel se îmbunătăţeşte dinamica întregului sistem. Calculele<br />
teoretice şi testele pe standul de probă preconizat vor duce la soluţia optimă pentru puterea de 5 kW şi<br />
apoi generarea prin similitudine de soluţii optime pe domeniul de 1…10 kW.<br />
În cadrul acestui proiect se doreşte studiul, proiectarea, execuţia şi testarea unui sistem automat<br />
cu mecanism centrifugal de punere în drapel a paletelor rotorice. Acest sistem reacţionează doar când<br />
turaţia rotorului depăşeşte o anumită limită maximă admisă. Dacă viteza vântului scade sau cauza<br />
supraturării dispare sistemul readuce paletele în poziţie normală de lucru.<br />
Conceperea şi proiectarea unui astfel de sistem este corelată cu paletele rotorice pe care trebuie<br />
să le deservească şi care trebuie de asemenea proiectate şi apoi calculat, prin simulare numerică,<br />
momentul dat de forţele aerodinamice în raport cu axa paletei. Momentul dat de forţele aerodinamice<br />
în raport cu axa paletei trebuie contracarat de momentul dat de forţele centrifuge ale contragreutăţilor<br />
din mecanismul sistemului automat de protecţie la supraturare.<br />
Testarea sistemului se va face pe un stand de probă care se va realiza în cadrul proiectului.<br />
Sistemul automat preconizat are mai multe variante posibile care trebuie testate şi aleasă varianta<br />
optimă pe baza mai multor criterii de optimizare.<br />
De asemenea în localităţile electrificate şi care dispun de un potenţial aeroenergetic rentabil este<br />
oportună utilizarea energiei produse în beneficiul comunităţii locale cum ar fi iluminatul public,<br />
pomparea apei potabile, tratarea apelor uzate etc.<br />
1.2. Proiectarea paletelor rotorice<br />
Au fost alese profile laminare din familia NACA 6 şi au fost selectate zonele de incidenţă<br />
favorabile pentru fineţe şi astfel şi pentru randamentul aerodinamic. S-a optat prin această strategie<br />
pentru acceptarea de solidităţi mai mari şi coeficienţi de portanţă mai mici. Secţiunile de calcul<br />
aerodinamic se analizează pentru domeniul r = 0,75 – 3,5 m. Spaţiul rezervat pentru zona butucului şi a<br />
suportului rotitor pentru palete are un diametru de 1,5 m cu arie de cca 1,7 m 2 . Gabaritul radial<br />
rezervat generatorului electric are diametrul 600 mm cu arie expusă de 0,28 m 2 .<br />
Parametrii de instalare pentru turbina eoliană:<br />
Puterea la arbore: 5500 W<br />
Diametrul turbinei: 7 m<br />
Viteza periferică maximă: 45 m/s<br />
Turaţia maximă: 120 rpm (150 rpm, accidental)<br />
Aria expusă a turbinei: 38 m 2<br />
Rapidităţi probabile (TSR): 3...4<br />
Coeficienţi de putere (valori maxime de calcul):<br />
0,428...0,466<br />
Solidităţi aproximative: 0,20 – 0,30<br />
Viteze de instalare asociate puterii de 5,5, kW şi<br />
turaţiei de 120 rpm, la densitatăţi ale aerului între<br />
1,1 şi 1,4 kg/m 3 : 8...8,7 m/s.<br />
Fig. 1.1. Paleta 3D cu winglet de 200 mm<br />
2
Cinematica a fost analizată pentru patru rapidităţi, diametrul 7 m şi diferite grade de reacţie,<br />
folosind o metodă elaborată de CCAE pentru coeficienţi adimensionali, [1.1], [1.3]. Relaţii utilizate<br />
pentru coeficienţii de putere, C P , moment, C M şi grad de reacţie, R , cu notaţiile din [1.1]:<br />
⎧ 1+<br />
kv<br />
3<br />
⎪kv<br />
=<br />
T<br />
⎪ 2<br />
⎧<br />
⎪<br />
2<br />
⎪<br />
2 2 2<br />
2 1−<br />
kv<br />
⎪<br />
C P = kv<br />
⋅ ( 1 − kv<br />
− k ⋅ + Δ<br />
)<br />
3 t λr<br />
k<br />
⎪<br />
3<br />
p<br />
k<br />
T<br />
s<br />
t<br />
= −( 1−<br />
R) + ( 1−<br />
R)<br />
+<br />
2<br />
⎪<br />
λ<br />
⎪<br />
r<br />
CM<br />
= 2 ⋅ kv<br />
⋅ kt<br />
⋅ λr<br />
⎪<br />
T<br />
⎪<br />
2<br />
⎪kΔ<br />
p = 2 ⋅ R ⋅ λr<br />
⋅ k<br />
s<br />
t<br />
⎨C<br />
P = CM<br />
⋅ λr<br />
unde pentru proiectare: ⎨<br />
2 2 2<br />
⎪C<br />
= ⋅<br />
⎪<br />
P C F k<br />
⎪C<br />
= ( − − + )<br />
a v<br />
P kv<br />
1 kv<br />
kT<br />
λr<br />
k<br />
T<br />
3<br />
Δps<br />
T<br />
⎪<br />
⎪ k Δp<br />
k<br />
⎪ C<br />
s<br />
Δp<br />
P<br />
s<br />
⎪R<br />
= ⋅ kv<br />
=<br />
⎪C<br />
F =<br />
a<br />
T<br />
2<br />
⎪⎩<br />
C<br />
k<br />
P 2 ⋅ kt<br />
⋅ λ<br />
v<br />
r<br />
⎪<br />
T<br />
⎪ CP<br />
⎪C<br />
M =<br />
⎩ λr<br />
Familia NACA 6 a fost creată ca aşa zis "profil laminar" prin controlul desprinderilor.<br />
Coeficientul de rezistenţă în zona favorabilă pentru aplicaţii (incidenţe şi portanţe) are valori mici:<br />
pentru suprafaţă netedă: C x = 0,003 ... 0,005; profil rugos (standard): C x ≅ 0,011.<br />
Au fost analizate 79 profile din această familie şi au fost alese trei profile, ca optime pentru acest<br />
proiect. S-au selectat: NACA 65 2 – 415; NACA 65 3 – 418; NACA 65 4 – 421; a=0,5 (la toate). Cu<br />
ajutorul acestora a fost generată paleta 3D cu winglet de 200 mm, destinată acestui rotor, fig.1.1.<br />
1.3.Proiectarea rotorului cu mecanism de protecţie la supraturare<br />
Rotorul pentru această turbină sustine paletele turbinei in lagăre care permit reglarea unghiului de<br />
instalare şi asigură o protectie suplimentară a agregatului in domeniul turatiei de 110-120 rpm cu<br />
ajutorul unui mecanism. Mecanismul asigura frânarea aerodinamică la depăsirea turatiei de 115 rpm ca<br />
protectie suplimentară pentru cazul in care sistemul de conducere automată nu a intervenit prin<br />
reglarea turatiei şi declansarea frânării electrodinamice sau avarie în sistemul electric şi electronic.<br />
Fig. 1.2. Poziţii succesive ale mecanismului bielă-manivelă cu piesă culisantă<br />
In domeniul optim de exploatare evaluat la viteze de vânt intre 3 si aprox. 9 m/s şi turatii intre 50 si<br />
115 rpm, pozitia paletajului trebuie mentinută la unghiul de instalare optim, manivela paletelor trebuie<br />
mentinută pe limitatorul arcului, în poziţia de start, fig. 1.2. Reglarea turatiei se realizează de către<br />
sistemul de conducere. In acest domeniu larg de exploatare momentele de rotatie a paletelor in jurul<br />
axei proprii sunt date de fortele aerodinamice si de fortele centrifuge date de contragreutăţi. In acest<br />
domeniu de viteze ale vântului momentul aerodinamic este mai mare decât cel cauzat de fortele<br />
centrifuge. Astfel se mentin unghiurile de instalare ale paletelor. Daca sistemul de conducere<br />
functionează corect si reglează turatia prin încărcarea generatorului electric ambele momente (cel<br />
aerodinamic ci cel dat de contragreutăţi) variază pătratic cu turatia. Astfel se mentine la manivela<br />
paletelor dominarea momentelor aerodinamice asigurând tendinta de închidere a paletajului (adică<br />
poziţia optimă de funcţionare). Dacă apar defecţiuni ale sistemului de conducere la reglarea turatiei sau<br />
se declansează protectia din cauza puterilor mai mari decât cea de instalare, scade valoarea<br />
momentului aerodinamic de rotire a paletei in jurul axei proprii si sistemul de protectie este dominat de<br />
momentele centrifuge date de contragreutăţi. In consecintă paletajul se deschide, manivela se<br />
deplasează spre arc. Dacă viteza vântului creşte in continuare dezechilibrul momentelor in favoarea<br />
celui dat de contragreutăţi creşte. Astfel se realizează asa-numita frânare aerodinamică. Relaţiile de<br />
3
calcul pentru dimensionarea mecanismului sunt funcţii de 2 variabile: unghiul de rotaţie al paletelor,<br />
α=0…45° şi turaţia, n=50…150 rpm. Relaţiile semnificative utilizate care includ în ele alte relaţii<br />
complexe au fost:<br />
Forta centrifugă dată de contragreutate, F c :<br />
F c ( α,<br />
n) := m cg ⋅ω n<br />
( ) 2 ⋅<br />
R cg ( α)<br />
unde m cg =masa contragreutăţii, ω=viteza unghiulară, R cg =raza centrului de greutate al contragreutăţii<br />
Forta rezultantă pe arcul din mecanismul bielă-manivelă, F arc :<br />
F cy ( α,<br />
n) ⋅b fap ( α)<br />
F arc ( α,<br />
n)<br />
:=<br />
b fm ( α)<br />
Unde F cy =componenta activă a fortei centrifuge dată de contragreutate, b fap =bratul fortei faţă de axa<br />
paletei, b fm =bratul fortei pe manivelă faţă de axa paletei.<br />
Fig. 1.3. Desenul de ansamblu al rotorului cu mecanism de protecţie la supraturare<br />
Ca acest mecanism sa fie suficient de sensibil contragreutăţile trebuiesc reglate foarte aproape de<br />
echilibrul momentelor in zona exploatării optimale a sistemului. In acest regim de protectie când se<br />
manifestă influenta contragreutăţilor arcul temperează deschiderea paletajului. Limitatorul de cursa al<br />
arcului plafonează deschiderea paletelor. In proiectul mecanismului s-a evaluat diferenta de moment,<br />
care la manivela din desen de 70 mm duce la o fortă centrifugă de 217 N, fig. 1.3.<br />
La dimensionarea arcului s-a urmărit încadrarea în majoritatea cotelor şi a constructiei<br />
ansamblului. Cursele liniare şi unghiulare ale mecanismului au fost corelate cu gabaritul disponibil<br />
(pentru protectie este suficientă o cursă a arcului de 46 mm şi un unghi de deschidere maxim al<br />
paletelor de 41°).<br />
2. Modelarea şi simularea unor variante adecvate pentru turbine micro hidro.<br />
Prin tema propusă, se analizeaza, în primă etapă, o<br />
tubină hidraulică cu puterea de 5 kW. Plecând de la această<br />
informaţie, s-a procedat la efectuarea unui studiu<br />
parametric al turbinei. Astfel, s-au ales ca parametri turaţia<br />
turbinei (cu limite de variaţie între 50 şi 3000 rot/min) şi<br />
turaţia specifică:<br />
Fig. 2.1. Variaţia căderii în<br />
funcţie de debit<br />
(cu limite de variaţie, conform bibliografiei, între 50 şi 150). S-a obţinut, astfel, domeniul de debite şi<br />
de căderi la care va lucra turbina, conform figurii 2.1.<br />
Pentru calculele uzuale, ca valori pentru randamentul turbinei s-au ales cele corespunzătoare<br />
rezultatelor obţinute conform bibliografiei de specialitate [3]:<br />
. Apelând relaţiile specifice de calcul, conform specificaţiilor bibliografice, s-au stabilit<br />
dimensiunile principale ale rotorului (ca parte principală a turbinei), care dictează celelalte dimensiuni:<br />
diametrul exterior,<br />
(2.3)<br />
(2.1)<br />
(2.2)<br />
4
diametrul interior,<br />
D 2 = 2 · D 1 /3 (2.4)<br />
lăţimea rotorului, b. De asemenea, s-au calculat unghiurile constructive ale paletei la intrare şi ieşire<br />
(datorită particularităţii constructive şi funcţionale, unghiul de ieşire din prima treaptă – trecere prin<br />
rotor – respectiv unghiul de intrare în a doua treaptă se acceptă ca având valoarea de 90°). S-a acceptat,<br />
din considerente constructiv – tehnologice, conform bibliografiei, că paleta rotorului este în formă de<br />
arc de cerc, determinându-se valorile corespunzătoare ale razei arcului de cerc respectiv; pentru<br />
grosimea paletei s-a luat valoarea de 2 mm.<br />
Pentru validarea valorilor dimensiunilor calculate, s-au efectuat verificări la rezistenţă pentru<br />
arbore, discurile laterale ce delimitează rotorul şi pentru paletă. Valorile obţinute în urma evaluărilor,<br />
se situează cu cel puţin două ordine de mărime sub valorile tensiunilor admisibile corespunzătoare<br />
mărcilor de oţel care se recomandă în bibliografie să fie utilizate pentru fabricarea turbinelor<br />
hidraulice.<br />
C<br />
Fig. 2.2. Variantă constructivă cu intrare<br />
orizontală<br />
2<br />
v<br />
= 1− (2.5)<br />
F<br />
p<br />
2<br />
v ∞<br />
Ca<br />
=<br />
ρ 2<br />
⋅v<br />
⋅ A<br />
2<br />
Fig. 2.3. Geometria profilului aparatului<br />
director<br />
(2.6)<br />
M<br />
CM<br />
=<br />
ρ 2<br />
⋅v<br />
⋅A⋅L<br />
2<br />
(2.7)<br />
Fig.2.4. Randamentul turbinei Banki SDC-<br />
125 în funcţie de turaţia rotorului.<br />
Caracteristicile dinamice descrise prin<br />
matricea de transfer a turbinei sunt oferite prin<br />
locul frecvenţelor ce leagă variaţiile de turaţie<br />
ale rotorului în funcţie de modificarea<br />
debitului Fig. 2.5.<br />
Concluzie: pe baza considerentelor prezentate<br />
cu privire la proiectarea şi funcţionarea<br />
turbinelor cu dublu flux, de tipul Banki, se pot<br />
realiza microturbine hidraulice ce îndeplinesc<br />
exigenţele tehnice actuale.<br />
Fig. 2.5. Locul frecvenţelor şi caracteristicele<br />
Bode ale turbinei Banki SDC – 125.<br />
5
Plecând de la rezultatele obţinute, în limitele parametrilor menţionaţi, urmează a se lua o<br />
decizie referitoare la limitarea acestora, respectiv alegerea unor valori ferme pentru căderea şi turaţia<br />
turbinei, în conformitate cu datele hidrografice ale amplasamentului. Doar pe baza unor astfel de<br />
decizii, ferme, se va putea trece la etapa a doua, conform specificaţiilor din contract, la proiectarea şi<br />
apoi la execuţia turbinei. La funcţionarea turbinei cu dublu flux apa, care iese din ajutaj, trece printre<br />
paletele rotorice deplasându-se dinspre periferie spre centru, apoi trece prin zona liberă din interiorul<br />
rotorului, şi din nou printre palete, deplasându-se de această dată dinspre centru spre periferie cedând<br />
de fiecare dată o parte din energie şi părăseşte rotorul cu o anumită viteză. În acest fel energia<br />
curentului de apă este transferată rotorului în procesul de dublă trecere a apei printre palete. Energia<br />
apei se transformă încă din ajutaj în energie cinetică, iar mişcarea apei în rotor este fără suprapresiune.<br />
Pentru optimizarea curgerii prin turbină, un rol deosebit îl are determinarea optimă a intrării apei în<br />
rotor, ceea ce presupune studiul curgerii în aparatul director. Curgerea apei peste profilul aparatului<br />
director a fost studiată cu ajutorul metodei prof. Octavian Popa, care permite determinarea distribuţiei<br />
de presiuni, a coeficientului de portanţă şi a coeficientului de moment.<br />
3. Modelarea, simularea si validarea, utilizand metoda elementelor finite, a unui generator de<br />
tip RBLDC si DSWA.<br />
Pentru conversia energiei eoliene şi a energiei hidraulice s-a propus utilizarea unor noi<br />
generatoare electrice de tip sincron şi asincron. O cerinţă a proiectului este ca sistemul să poată<br />
funcţiona atât conectat la reţea cât şi în regim insular autonom.<br />
Obiectivul activitatii de fata consta in proiectarea execuţiei şi ulterior testarea a două<br />
generatoare electrice: un generator de inducţie cu două înfăşurări (DSWA) şi un generator sincron<br />
reactiv multifazat fără perii şi fără înfăşurare rotorică (RBLDC). În metodologia de proiectare trebuie<br />
luate în considerare saturaţia şi efectul pelicular, calculul analitic trebuie validat cu ajutorul metodei<br />
elementului finit (FEM) şi în final se va face optimizarea proiectării. Datele obţinute în urma calculului<br />
de proiectare vor fi folosite pentru dimensionarea convertoarelor statice aferente acestor generatoare şi<br />
a bateriei de condensatoare a DSWA.<br />
În vederea îndeplinirii cerinţelor din faza 1 a proiectului au fost identificate următoarele etape<br />
de parcurs:<br />
• studiul bibliografic al surselor cu mare vizibilitate internaţională (jurnale IEEE, baza de date IEEE<br />
xplore, etc.) pentru a vedea stadiul actual în domeniul generatoarelor electrice de inducţie cu două<br />
înfăşurări (DSWA) şi al generatoarelor sincrone multifazate reactive fără perii şi fără înfăşurare<br />
rotorică (RBLDC);<br />
• elaborarea studiului critic şi alegerea parametrilor nominali – putere, tensiune, turaţie pentru<br />
DSWA şi RBLDC;<br />
• alegerea tipului constructiv de maşină pentru DSWA şi RBLDC;<br />
• conceperea programului de proiectare analitică pentru DSWA şi RBLDC în mediul Matlab;<br />
• conceperea programului de proiectare optimală pentru DSWA şi RBLDC în mediul Matlab;<br />
• calculul preliminar al dimensiunilor pentru DSWA şi RBLDC;<br />
• calculul optimal al dimensiunilor, parametrilor şi caracteristicilor DSWA şi RBLDC;<br />
• calculul cu element finit al parametrilor şi caracteristicilor DSWA şi RBLDC;<br />
• compararea rezultatelor obţinute prin calcul analitic cu cele din analiza cu element finit<br />
(FEM).<br />
Pentru simplitate constructivă trebuie luată în considerare soluţia de cuplare directă între<br />
generatoare şi turbine cu dezavantajul de a fi necesare cupluri ridicate la arbore. Turaţia arborilor este<br />
redusă, pentru generatorul eolian s-a considerat la dimensionare 200 rpm iar pentru hidrogenerator 250<br />
rpm. Puterea aleasă pentru proiectarea modelelor experimentale este de 3 kw la o tensiune de linie de<br />
240 V. Datorită creşterii preţului mondial al magneţilor permanenţi din pământuri rare (NeFeB)<br />
soluţiile alese exclud utilizarea acestora. Eliminarea magneţilor permanenţi de înaltă energie sau<br />
înlocuirea lor cu magneţi ieftini din ferite trebuie să se facă prin menţinerea performanţelor ridicate ale<br />
maşinilor electrice. Tipurile de generatoare alese sunt relativ noi, foarte puţin analizate dar cu<br />
perspectivă de utilizare pentru aceste aplicaţii.<br />
6
Generatorul RBLDC are principiul de funcţionare asemănător cu al unei maşini de curent<br />
continuu cu comutaţie trapezoidală a curentului, nu are perii iar infăşurările de excitaţie şi de cuplu se<br />
găsesc în stator. Simplitatea controlului derivă din asemănarea acestei maşini cu o maşină de curent<br />
continuu nefiind nevoie de transformari de coordonate. Cei doi curenţi principali din maşină (similari<br />
cu curentul de excitaţie şi cel de indus de la maşina de curent continuu) produc fluxuri magnetice în<br />
cuadratură obţinându-se astfel condiţii ideale pentru controlul de tip MTPA (cuplul maxim pe curent).<br />
O condiţie obligatorie pentru acest tip de generator este utilizarea unui rotor ALA (anizotropie<br />
axială a pachetelor de tole) având un număr de pachete de tole şi straturi de izolaţie suficient de mare.<br />
În plus faţă de avantajele comune ale maşinilor multifazate, pentru maşina cu 6 faze controlul poate fi<br />
reconfigurat de la o maşină sincronă reactivă trifazată cu q=2 sau de la o maşină sincronă reactivă<br />
hexafazată având două înfăşurări trifazate decalate cu un unghi de 30 grade electrice. Principiul<br />
constructiv al maşinii RBLDC cu şase faze este prezentat în figura 3.1 iar în figura 3.2 se prezintă<br />
schema de principiu a ansamblului maşină-convertor. Spre deosebire de maşina de curent continuu<br />
comutaţia se face electronic. Fiecare curent de fază are un interval de timp în care este curent de câmp<br />
şi un interval în care este curent de cuplu având forma de variaţie bipolară. În figura 3.1 fazele E şi F<br />
au rolul de faze de excitaţie dar numai faza F este pur de câmp în timp ce faza E comută pentru a<br />
deveni o fază de cuplu. Din această cauză pot apare pulsaţii ale cuplului, însă la 6 sau mai multe faze<br />
ale maşinii acestea nu vor fi foarte severe. Interacţiunea între fazele de câmp şi cele de cuplu are un<br />
defazaj de 90 (plus sau minus 15) grade şi nu 60 sau 120 grade ca la maşinile BLDC cu magneţi<br />
permanenţi.<br />
Fig. 3.1. Maşina RBLDC cu 6 faze rotativă sau<br />
liniară<br />
Fig.3.2 Sistemul maşină RBLDC-convertor<br />
C<br />
Rectifier<br />
C<br />
C<br />
GA<br />
V DC<br />
Fig. 3.4. Generator de inducţie cu înfăşurarea<br />
Fig. 3.3. Generator de inducţie cu două înfăşurări auxiliară conectată direct la bateria de<br />
cu punte redresoare şi invertor<br />
condensatoare<br />
Utilizarea unui rotor, de tip ALA sau cu bariere de flux multiple, determină un câmp magnetic<br />
de reacţie al fazelor de cuplu mai redus. Astfel se obţine o densitate de cuplu ridicată şi un factor de<br />
putere echivalent bun.<br />
Cel de-al doilea generator, de inducţie cu două înfăşurări statorice DSWA, are rotorul în colivie<br />
ceea ce îi conferă o robusteţe ridicată, fiabilitate crescută şi cost de întreţinere redus. În cazul maşinilor<br />
de inducţie, mai ales cele care funcţionează ca generator la turaţie redusă, puterea reactivă (curentul)<br />
de magnetizare poate atinge valori de peste 60% din valoarea nominală. Înfăşurarea auxiliară sau de<br />
excitaţie se conectează la o baterie de condensatoare fie prin intermediul unui convertor static (figura<br />
3.3) fie direct (figura 3.4). Acest ultim caz va fi analizat în cadrul proiectului.<br />
Prezenţa înfăşurării de excitaţie înseriată cu bateria de condensatoare furnizează generatorului<br />
energia reactivă necesară, aceasta nu va mai fi adusă din circuitul de curent continuu al micro reţelei şi<br />
în acest fel puterea aparentă a convertorului conectat la bornele înfăşurării principale va fi mai mică cu<br />
aproximativ 40%. În regim autonom datorită legăturii directe între înfăşurarea de excitaţie şi bateria de<br />
condensatoare (fără convertor) procesul de autoexcitaţie se declanşează chiar în absenţa unei surse<br />
externe. Pentru generatorul din figura 3 prezenţa invertorului în înfăşurarea de excitaţie injectează<br />
armonice superioare în maşină şi deci şi în tensiunile şi curenţii din înfăşurarea principală producând<br />
pierderi suplimentare în fierul maşinii şi în înfăşurări care conduc la reducerea randamentului.<br />
Conectarea DSWA prin convertor la circuitul de curent continuu a micro reţelei în care injectează şi<br />
7<br />
IGBT
alte surse face de asemenea inoportună utilizarea invertorului conectat în excitaţie. Generatorul de<br />
inducţie cu două înfăşurări are o greutate şi un volum mai mare decât generatorul de inducţie clasic în<br />
cazul general, dar în cazul turaţiei şi sarcinii variabile întâlnite la antrenarea cu turbină eoliană,<br />
randamentul şi costul total maşină şi convertor static este mai bun pentru DSWA. Domeniul în care<br />
viteza de rotaţie poate să varieze depinde şi de valoarea capacităţii bateriei de condensatoare. Cele<br />
două înfăşurări statorice sunt introduse în aceleaşi crestături putând avea acelaşi număr de perechi de<br />
poli sau un număr diferit.<br />
Fig. 3.5. Inductivităţile proprii şi de cuplaj ale<br />
generatorului RBLDC la curenţii nominali.<br />
Fig. 3.6. Cuplul generatorului RBLDC în<br />
poziţia de cuplu maxim în funcţie de curenţii<br />
de excitaţie şi de cuplu<br />
În figurile 3.5 şi 3.6 se prezintă inductivităţile proprii şi de cuplaj la curenţii nominali, respectiv<br />
cuplul maşinii în poziţia de cuplu maxim pentru diferiţi curenţi de excitaţie şi de cuplu pentru<br />
generatorul RBLDC.<br />
Consideraţii privind proiectarea optimală a generatorului DSWA:<br />
Este cunoscut faptul că pentru funcţionarea maşinii asincrone în regim de generator autonom<br />
pentru excitarea lui este necesar a i se furniza energie reactivă din exterior. Incepând cu Allister (1903)<br />
au fost publicate numeroase lucrări privind soluţii de excitare a generatoarelor de inducţie cu<br />
condensatoare conectate la ieşirea acestora, de către cercetători din întreaga lume [3.1, 3.2, 3.3, 3.4,<br />
3.5]. Neajunsul principal al soluţiilor propuse constă în variaţia severă a tensiuni cu sarcina şi, drept<br />
urmare, necesitatea unor sisteme de reglare a energiei reactive de excitaţie ce introduce armonici atât<br />
în curentul de sarcină cât şi în curenţii generatorului.<br />
Inspirate din cercetările lui L.J.Hunt [3.6] privind maşinile de inducţie cu două înfăşurări<br />
statorice, în anii ’80 ai cecolului XX s-au intensificat cercetările privind aceste maşini [3.7, 3.8, 3.9]<br />
etc. în vederea creşterii performanţelor acestora fiind propuse atât maşini duale având înfăşurările<br />
statorice cu număr diferit de perechi de poli p 1 ≠ p 2 cât şi maşini cu p 1 = p 2 , acestea din urmă<br />
constituind obiectul prezentei cercetări ce urmaresc optimizarea soluţiilor privind atât modul de<br />
excitare cât şi sistemele de reglare a tensiunii şi turaţiei acestora în situaţiile când acest lucru este<br />
reclamat. Este investigată, deasemenea, şi ideea, relativ recentă, a revenirii la cuplarea motorului de<br />
antrenare ( turbină de vânt, etc.) cu generatorul, prin intermediul unui amplificator de turaţie mecanic,<br />
ceea ce ar permite creşterea semnificativă a turatiei nominale a maşinii folosite ca generator, ceea ce<br />
ar conduce la utilizarea, cu modificari nesemnicative, privind numai infăşurările statorice, a<br />
maşininilor de inducţie din fabricatia curenta de serii mari şi variate turaţii nominale, ceea ce ar reduce<br />
drastic costul generatoarelor, comparativ cu cele cuplate direct cu motorul ( turbină eoliană sau<br />
hydraulică, etc.).<br />
Consideraţii provind proiectarea generatoarelor de inductie duale DSWA cu acelaşi,<br />
număr de poli ai înfăşurărilor statorice obtenabile din motoare de inducţie cu rotorul în<br />
scurtcircuit convenţionale”:<br />
Pentru reducerea preţului generatoarelor agregatelor aeroelectrice de mică putere, pentru a<br />
evita costurile de proiectare şi fabricaţie , relativ mari, ale generatoarelor cuplate direct cu turbina de<br />
vânt, de joasă turaţie, în ultimul timp se preconizează utilizarea, ca generatoare, a maşinilor de inducţie<br />
convenţionale, de turaţie mare, existente într-o mare varietate de puteri şi turaţii şi, în consecinţă de<br />
dimensiuni şi greutate reduse. Funcţionarea împreună cu turbinele de vânt de turaţie relative mică, se<br />
asigură prin intermediul unui sistem de transmisie mecanic – cu curele sau roţi dinţate, amplificatoare<br />
de turaţie, cu raport de amplificare corespunzător.<br />
8
În cele ce urmează se propune o metodă de proiectare a generatoarelor de inducţie duale de<br />
turaţie mare, având acelş număr de perechi de poli pentru ambele înfăşurări statorice, obtenabile, prin<br />
transformări constructive minimale, din motoarele de inducţie cu rotorul în scurtcircuit având o putere<br />
apropiată de a generatorului de obţinut, aceeaşi turaţie nominală, acelaşi circuit magnetic şi acelaşi<br />
rotor., existente în fabricaţia curentă – “motor de referinţă”.<br />
Pentru simplificarea, se poate considera numărul de spire ale înfăşurărilor statorice ale<br />
generatorului dual DSWA egal cu cel al infăşurărilor motorului de referinţă<br />
(w 1 ) G =(w) G =w (3.1)<br />
Generatoarele de inductie duale DSWA cu acelaşi număr de poli ai înfăşurărilor statorice<br />
obtenabile din motoare de inducţie cu rotorul în scurtcircuit convenţionale:<br />
Aceste generatoare având aceeaşi construcţie mecanică şi circuit magnetic ca şi motorul de<br />
referinţă, proiectarea, în acest caz, se reduce doar la calcului numărului de spire w 1 , w 2 , curenţii prin<br />
acestea (I w1,N ) GD , (I w2,N ) GD şi secţiunile acestora Ω w1 , Ω w2 astfel încât ele să poată încăpea în crestătura<br />
tolei motorului de referinţă utilizat iar curentul total în secţiunea crestăturii generatorului (I Σ ) GD să fie<br />
egal sau mai mic (apropiat) cu curentul total în secţiunea crestăturii motorului de referinţă (I Σ ) M .<br />
a). Calculul curenţilor (I w1,N ) GD , (I w2,N ) GD şi al curentului total în crestătura statorică (I Σ ) GD în<br />
cazul realizarii integrale a curentului demagnetizare nominal cu ajutorul înfăşurării înfăşurării<br />
statorice de excitaţie w 2 :<br />
(I w1,N ) GD = (I N ) G . cos(φ N ) GD , (3.2)<br />
(I w2,N ) GD = (I 1N ) G . sin arc cos(φ 1N ) G , (3.3)<br />
(I Σ ) GD = w 1 . (I w1,N ) GD + w 2 . (I w2,N ) GD ,<br />
respectiv, în cazul w 1 = w 2 = w,<br />
(I Σ ) GD = w. [(I w1,N ) GD + (I w2,N ) GD ] = w.[(I N ) G .cos(φ N ) GD + (I 1N ) G .sin arc cos(φ 1N ) G ] (3.4)<br />
b). Calculul curenţilor (I w1,N ) GD , (I w2,N ) GD şi al curentului total în crestătura statorică (I Σ ) GD în<br />
cazul realizării excitaţiei cu ambele înfăşurări statorice w 1 şi w 2 ale generatorului dual<br />
(I w1,N ) GD = (I N ) 2 G.cos 2 (φ 1N ) G +(I μ0 ) 2 M.[sin arc cos(ϕ 0 ) M ] 2 (3.5)<br />
(I w2,N ) GD = (I w2,N ) GD = {(I 1N ) G . sin arc cos(φ 1N ) G - (I μ0 ) M . [sin arc cos(ϕ 0 ) M ] } (3.6)<br />
(I Σ ) GD = w 1 . (I w1,N ) GD + w 2 . (I w2,N ) GD ,<br />
respectiv, în cazul w 1 = w 2 = w,<br />
(I Σ ) GD = w. [(I w1,N ) GD + (I w2,N ) GD ] = w.{ (I N ) 2 G.cos 2 (φ 1N ) G +(I μ0 ) 2 M.[sin arc cos(ϕ 0 ) M ] 2 +<br />
+ (I 1N ) G . sin arc cos(φ 1N ) G - (I μ0 ) M . [sin arc cos(ϕ 0 ) M ]} (3.7)<br />
c). O primă validare orientativăa curenţilor nominali obţinuţi ai înfăşurărilor statorice ale<br />
generatorului dual<br />
3.1. Un prim criteriu de validare propus în continuare este necesar pentru a verifica daca cele două<br />
înfăşurări statorice w 1 şi w 2 , considerând valori orientative pentru densitatea de curent Δ s ≈ 6 A/mm 2<br />
şi coeficientul de umplere a crestăturii k crest ≤ 0,75, pot fi dispuse in crestătura dată a tolei statorului<br />
(A crest ) necesar ≤ (A crest ) disponibil unde (3.8)<br />
(A crest ) necesar = [(I Σ ) GD : Δ s ] (3.9)<br />
(A crest ) disponibil = [(I Σ ) M : Δ s ] (3.10)<br />
în care<br />
(I Σ ) M = w. ( I N ) M (3.11)<br />
In cazul când criteriul (3.8) nu este satisfăcut, calculele curentului de sarcina admisibil va fi reluat<br />
iterativ pentru valori mai mici ale curentului de sarcină<br />
(I w1 ) admis = (I N ) M – k j .ΔI , k j = 1, 2, … , (3.12)<br />
unde<br />
ΔI = (I N ) M : (10÷20). (3.13)<br />
3.2. Un al doilea criteriu obligatoriu a fi verificat, pentru admiterea valorilor determinate ale<br />
curenţilor I w1 şi I w2 , este ca pierderile în cuprul acestor infîşurări (p Cu ) w1. w2 să fie mai mic decât<br />
pierderile nominale în cuprul înfăşurărilor statorice ale motorului de referinţă<br />
(p Cu ) w1. w2 ≤ (p Cu 0, N ) M , (3.14)<br />
unde<br />
(p Cu 0, N ) M - se dau de către producătorul motorului (încercările la mers în gol) (3.15)<br />
(p Cu ) w1. w2 =w.[I 2 w1.ρ.l spiră : (π d 2 w1:4) + I 2 w2.ρ.l spiră : (π d 2 w2 : 4)] . (3.16 )<br />
9
4. Modelarea, simularea si validarea, utilizand metoda elementelor finite, a unui generator de tip<br />
RF-IPMS si AF-PMS<br />
În conformitate cu obiectivele etapei 1 – 2012 a proiectului PCCA ‘MICROREN’, echipa de<br />
cercetare a partenerului P1 –UTC-N la proiect a realizat analiza numerică de câmp prin metoda<br />
elementelor finite a modelelor de laborator pentru două topologii de micro-aerogeneratoare cu<br />
magneţi permanenţi cu flux radial, respectiv cu flux axial, pentru sisteme hibride de conversie a<br />
energiei regenerabile de mică putere integrate în microreţea. În Fig. 4.1, este prezentată structura<br />
microgeneratorului cu rotor excitat prin magneţi permanenţi interiori de NdFeB şi cu stator având<br />
înfăşurare indusă trifazată, concentrată pe poli. Întrefierul radial este variabil, pentru diminuarea<br />
cuplului parazit de dantură şi pentru obţinerea unei t.e.m. cvasi-sinusoidale. Fig. 4.2 redă distribuţia<br />
fluxului magnetic inductor, obţinută prin analiza de câmp cu elemente finite, în cazul alinierii polul<br />
statoric cu axa rotorică d, respectiv q.<br />
56 mm Dso<br />
28 mm Dsi<br />
0.5 mm gmin<br />
1 mm gmax<br />
7 mm bts<br />
4 mm hys<br />
5 mm hyr<br />
45 mm L<br />
12 mm lm<br />
3.5 mm Wm<br />
2.3 mm Wso<br />
1.5 mm hstg<br />
10 mm hts=hss<br />
0.5 mm t<br />
10 mm Dshaft<br />
a)<br />
b)<br />
Fig. 4.1. Topologia de microaerogenerator cu<br />
rotor excitat prin magneţi permanenţi interiori, cu stator<br />
având înfăşurare indusă trifazată, concentrată şi cu<br />
întrefier radial ; (a) datele geometrice principale ; (b)<br />
elementele constructive.<br />
a)<br />
b)<br />
Fig. 4.2. Distribuţia fluxului magnetic inductor la microaerogeneratorul cu rotor excitat prin<br />
magneţi permanenţi interiori, cu stator având înfăşurare indusă trifazată, concentrată şi cu întrefier<br />
radial ; (a) la alinierea axei d cu polul statoric ; (b) la alinierea axei q cu polul statoric<br />
În Fig. 4.3, sunt reprezentate t.e.m. pe cele trei faze statorice ale microgeneratorului la mersul<br />
în gol şi analiza lor armonică, evidenţiind armonica dominantă de 100 Hz.<br />
Fig. 4.4 prezintă structura microaerogeneratorului cu rotor interior, excitat prin magneţi<br />
permanenţi superficiali de NdFeB şi două statoare identice, exterioare, având fiecare o înfăşurare<br />
indusă trifazată, distribuită în crestături. Întrefierul dublu (bilateral) este axial şi uniform.<br />
În Fig. 4.5, este reprezentată t.e.m. de fază statorică a microgeneratorului, la mersul în gol şi<br />
analiza ei armonică, evidenţiind armonica dominantă de ordinul 5.<br />
10
0 0 0.00601<br />
1 100 2.83745<br />
2 200 0.01202<br />
3 300 0.01209<br />
4 400 0.01199<br />
5 500 0.08695<br />
6 600 0.01204<br />
7 700 0.06628<br />
8 800 0.01206<br />
9 900 0.01199<br />
10 1000 0.01204<br />
Fig. 4.3. T.e.m. induse pe fazele statorice şi analiza lor armonică, la mersul în gol<br />
al microaerogeneratorului cu rotor excitat prin magneţi permanenţi interiori,<br />
cu stator având înfăşurare indusă trifazată, concentrată şi cu întrefier radial.<br />
a)<br />
Nr. faze infăşurare indusă 3<br />
Nr. crestături statorice 24<br />
Nr. poli rotorici 8<br />
Diametru exterior stator [mm] 100<br />
Diametru interior stator [mm] 50<br />
b)<br />
c,d)<br />
Fig. 4.4. Topologia de microaerogenerator cu<br />
rotor interior excitat prin magneţi permanenţi<br />
interiori şi cu două statoare exterioare având<br />
fiecare înfăşurare indusă trifazată, distribuită în<br />
crestături şi cu întrefier axial; (a) vedere de<br />
ansamblu ; (b) datele geometrice principale ;<br />
elementele constructive ale rotorului (c), respectiv<br />
ale unuia din cele două statoare identice (d).<br />
Fig. 4.5. T.e.m. indusă pe fază statorică şi analiza sa armonică, la mersul în gol al microaerogeneratorului<br />
cu rotor interior excitat prin magneţi permanenţi superficiali şi cu două statoare<br />
exterioare având fiecare înfăşurare indusă trifazată, distribuită în crestături şi cu întrefier axial.<br />
5. Modelarea si simularea unui sistem adecvat de panouri fotovoltaice.<br />
Modelele matematice dezvoltate pentru sistemelor de panouri fotovoltaice in cadrul acestui<br />
proiect sunt utile pentru simularea si testarea diferitelor configuratii de microretele care folosesc surse<br />
de energie regenerabila (SER), consumatori si elemente de stocare. Aceste modele se folosesc de<br />
11
asemenea in testarea si validarea unor algoritmi de conducere pentru mentinerea tensiunii electrice in<br />
anumite puncte ale microretelei in limite admise si pentru controlul fluxului de putere in vederea<br />
optimizarii consumului de energie si a costului de functionare. Panourile solare sunt obtinute prin<br />
conectarea mai multor celule solare. Aceste panouri sunt conectate, la randul lor, in serie si paralel<br />
pentru a forma un sistem de panouri care este controlat de invertoarele de putere care asigura<br />
functionarea acestor panouri si valorificarea energiei solare disponibile.<br />
Parametri fundamentali folositi pentru definirea regimului de functionare si a caracteristicii<br />
panourilor fotovoltaice sunt prezentate in continuare si reprezentati in figura 5.1:<br />
(a) Punctul maxim de putere reprezinta punctul de functionare A(V max<br />
, I max<br />
) din figura 5.1., in care<br />
puterea disipata la nivelul rezistentei este maxima: P max =I max U max<br />
(b) Curentul de scurt-circuit: I ph =I sc . Reprezinta valoarea maxima a curentului generat de celula<br />
fotovoltaice. Este produs in conditiile de scurt-circuit: V=0.<br />
(c) Tensiunea in circuit deschis corespunde caderii de tensiune la nivelul diodei (jonctiunea p-n) atunci<br />
cand este traversata de fotocurentul I ph<br />
(I D<br />
=I ph<br />
), atunci cand curentul generat este I=0. Reflecta<br />
tensiunea celulei fotovoltaice in timpul noptii si este definita de urmatoarea relatie matematica:<br />
(5.1)<br />
unde se numeste tensiunea terminca iar T c<br />
este temperatura absoluta a celulei.<br />
(d) Eficienta maxima este raportul dintre puterea maxima si puterea generata de lumina incidenta:<br />
(e) Factorul de umplere este raportul dintre puterea maxima care poate fi generata si produsul dintre I sc<br />
and V oc<br />
:<br />
(5.3)<br />
Factorul de umplere este o masura a caracteristicii reale curent-tensiune. Se considera ca pentru<br />
valori mai mare de 0.7, celula fotovoltaica are o calitate buna. Cresterea temperaturii celulei<br />
fotovoltaice are ca efect scaderea acestui factor si scaderea randamentului conversiei energiei.<br />
Fiecare producator de panouri fotovoltaice este obligat sa mentioneze parametrii panourilor in<br />
cartea tehnica pentru doua cazuri: conditiile standard de test (CST) si temperatura celulei in<br />
functionare normala (TCFN):<br />
(5.2)<br />
Figura 5.1. Caracteristica curent-tensiune a<br />
celulei solare.<br />
CST se considera a avea urmatoarele<br />
caracteristici:<br />
- Radiatia solara (G a ) = 1000W/m 2 ,<br />
- Temperatura celulei(T c ) = 25°C, and<br />
- Viteza vantului = 1m/s<br />
Figura 5.2. Circuitul echivalent cu o singura<br />
dioda.<br />
TCFN este definita de:<br />
- Radiatia solara (G aNOCT ) = 800W/m 2 ,<br />
- Temperatura aerului ambiental (T aNOCT ) =<br />
20°C, si<br />
- Viteza vantului = 1m/s<br />
Lista parametrilor mentionati de producator pentru panouril folosite este prezentata in talelul 5.1.<br />
Primul model matematic folosit este modelul echivalent cu o dioda. Din acest circuit<br />
echivalent, prezentat in figura 5.2, se dezvolta un model cu 4 parametri avand I ph , I 0 , R s .<br />
Parametri au urmatoarele semnificatii:<br />
I ph – curentul generat de radiatia solara (A)<br />
I 0 – curentul de saturatie (A)<br />
A – factorul ideal al diodei<br />
R s – rezistenta in seria a panoului (Ω)<br />
12
Tabel 5.1. Parametri panoului fotovoltaic metionati de producator.<br />
Numele Unitate de Valoare panou<br />
Descriere<br />
parametrului masura studiat<br />
Pentru STC<br />
P mpp W 245 Puterea nominala<br />
V mpp V 30.1 Tensiunea nominala<br />
I mpp A 8.1 Curentul nominal<br />
V oc25 V 37.7 Tensiunea circuitului deschis<br />
I sc25 A 8.7 Curentul de scurt-circuit<br />
Pentru NOCT<br />
NOCT °C 48.4 Temperatura celulei in conditiile<br />
mentionate<br />
Caracteristica generala curent-tensiune a panourilor bazata pe modelul cu o singura dioda este<br />
reprezentata matematic de o functie transcendenta:<br />
(5.4)<br />
Figura 5.3. Schema bloc a modelului pentru un panou fotovoltaic.<br />
Modelul dezvoltat considera la iesire puterea maxima pe care panourile o pot furniza in<br />
conditiile meteo masurate. Pentru obtinerea acestui maxim de putere s-a impus conditia 5.5. :<br />
ceea ce devine:<br />
Implementarea acestei relatii care constituie modelul matematic folosit, s-a realizat in softul<br />
specializat Matlab/Simulink si este prezentat in figura 5.3.<br />
Aceste modele se folosesc de asemenea in testarea si validarea unor algoritmi de conducere<br />
pentru mentinerea tensiunii electrice in anumite puncte ale microretelei in limite admise si pentru<br />
controlul fluxului de putere in vederea optimizarii consumului de energie si a costului de functionare.<br />
6. Modelarea si simularea unor structuri de convertoare multi input hibride.<br />
d1 d2<br />
Vout<br />
= V1+<br />
V2<br />
2 −d1 (2 −d1)(2 −d2)<br />
d1 2d2 − d1<br />
Vout<br />
= V1+<br />
V2<br />
2 −d (2 −d )(2 −d<br />
)<br />
Fig. 6.1. Schema bloc a sistemului hibrid eolianfotovoltaic<br />
(5.5)<br />
(5.6)<br />
(6.1)<br />
1 1 2 (6.2)<br />
Convertorul propus reprezinta elementul de<br />
conversie al unui sistemul hibrid cu doua surse de<br />
energie: o turbina eoliana si un ansamblu de<br />
panouri fotovoltaice.<br />
13
Schema bloc este prezentata in figura 6.1. Simularea sistemului a fost realizata in Matlab/ Simulink.<br />
Pentru simularea convertorului s-a folosit toolbox-ul Plecs.<br />
Convertorul DC-DC utilizat pentru acest sistem este format din doua convertoare hibride coboratoare<br />
de tensiune si este descris de relatiile: (1) pentru d 1 ≥d 2 respectiv (2) pentru d 1
Rezultatele obtinute au dovedit viabilitatea consideratiilor teoretice, demonstrand superioritatea<br />
structurii propuse in raport cu solutiile oferite de literature de specialitate. Convertorul propus poate<br />
face cu success cerintelor impuse de integrare intr-o retea MICROGRID.<br />
7. Modelarea si simularea unor structuri de tip microgrid.<br />
La nivel global se asteapta ca integrarea sursele de energie regenerabila (SER) sa conduca la o<br />
crestere a ponderii lor la nivelul retelelor de distributie de joasa tensiune. Aceasta integrare este<br />
favorizata de costul de instalare tot mai accesibil si a independentei energetice pe care instalarea<br />
acestor surse o aduce [7.1]. Cele mai des utilizate SER sunt: sistemele de panouri fotovoltaice – care<br />
pot fi incluse la nivelul fatadelor, integrate in constructia cladirilor si care se preteaza pentru mediul<br />
urban, turbinele eoliene de mici si medii dimensiuni pentru deservirea unor comunitati in zone cu<br />
potential eolian si a micro-hidrocentralele – instalate pe cursul unor rauri.<br />
Problema integrarii acestor SER este lipsa predictibilitatii productiei de energie, care depinde de<br />
radiatia solara si de viteza vantului. In cadrul unei microretele care contine si surse de energie<br />
regenerabila, atat consumul puterii la nivelul consumatorilor cat si productia de energie are un caracter<br />
variabil [7.2]. Pentru a echilibra consumul cu productia, la nivelul microretelelor trebuie implementate<br />
strategii de conducere [7.3] care sa coreleze consumul cu productia pe de o parte prin deplasarea<br />
consumului in intervalul de timp cand puterea este produsa de catre SER si, pe de alta parte, folosirea<br />
mediilor de stocare a energiei. De asemenea, puterea la nivelul microretelei se poate echilibra prin<br />
conectarea la reteau locala de distributie [7.4].<br />
Sistemul hibrid propus contine doua surse de energie: o turbine eoliana care este principal sursa<br />
de energie si un panou fotovoltaic care completeaza necesarul de energie. Sistemul este unul off-grid<br />
(nu este conectat la reteau electrica) cu acumulatori in compozitia lui. Aceste sisteme sunt folosite in<br />
zonele in care conectarea la reteau electrica este dificila sau imposibila.<br />
Schema bloc a sistemului eolian-fotovoltaic simulat este prezentat in figura 7.1. Simularea<br />
sistemului a fost realizata in Matlab/Simulink. Pentru a simula electric convertorul s-a folosit toolboxul<br />
Plecs.<br />
Fig. 7.1 Schema bloc a sistemului hibrid eolian- fotovoltaic<br />
Turbina eoliana are in componenta un generator sincron si o punte de diode redresoare. O<br />
rezistenta de balast a fost folosita pentru cazul in care turbine de vant produce mai multa energie decat<br />
poate sistemul accepta.<br />
Panoul solar este alcatuit din 60 de celule fotovoltaice in serie si are ca marime de intrare<br />
iluminarea.<br />
Convertorul DC-DC utilizat pentru acest sistem este format din doua convertoare hibride<br />
coboratoare si este descris de relatile: (1) pentru d 1 ≥d 2 respectiv (2) pentru d 1
Bateria are rolul de a acumula surplusul de energie din sistem si de a complete necesarul de<br />
energie in cazul in care cele doua surse de energie functioneaza la maximul de putere iar aceasta nu<br />
este de ajuns.<br />
Sistemul poate fi conectat la retea prin intermediul sigurantei fuzibile F1.<br />
2000<br />
Putere panouri fotovoltaice<br />
3000<br />
Putere turbina eoliana<br />
Putere (W)<br />
1500<br />
1000<br />
500<br />
0<br />
0 4 8 12 16 20 24<br />
timp (ore)<br />
Putere (W)<br />
2000<br />
1000<br />
0<br />
0 4 8 12 16 20 24<br />
timp (ore)<br />
3000<br />
Profilul consumului<br />
1<br />
Starea de incarcare<br />
Putere (W)<br />
2000<br />
1000<br />
0.8<br />
0.6<br />
0.4<br />
0<br />
0 4 8 12 16 20 24<br />
timp (ore)<br />
0.2<br />
0 4 8 12 16 20 24<br />
timp (ore)<br />
Fig. 7.3. Rezultatele simularilor pentru o<br />
microretea formata din panouri fotovoltaice,<br />
turbina eoliana, consumator si baterie de stocare a<br />
energiei.<br />
Fig. 7.2 Schema logica de control a sistemului.<br />
In figura 7.3 sunt prezentate rezultatele unei<br />
simulari, pe un interval de 24 de ore, a functionarii<br />
unei microretele cu configuratia prezentata mai<br />
sus.<br />
Puterea produsa de panourile fotovoltaice si de turbina eoliana este determinata de conditiile<br />
meteo masurate pe aceste interval de timp de 24 de ore si reprezentat in primele 2 grafice ale figurii<br />
7.2. Profilul consumatorului este definit in graficul trei.<br />
Bateria este folosita pentru a echilibra consumul si productia la nivelul microretelei astfel incat<br />
diferenta dintre puterea consumata si cea produsa sa fie minimizata prin folosirea energiei stocate la<br />
nivelul bateriei. Al patrulea grafic prezinta evolutia starii de incarcare a bateriei pe intervalul de 24 de<br />
ore in care functioneaza microreteaua.<br />
La nivelul unei microretele se pot implementa o gama larga de algoritmi de conducere la diverse<br />
nivele. Se poate dezvolta un algoritm centralizat care controleaza, in acelasi timp, toate componentele<br />
microretelei, sau algoritmi decentralizati, implementati la nivelul fiecaror componente, care<br />
beneficiaza de semnale si masuratori locale, iar pe baza acestora isi definesc modul de functionare. De<br />
asemenea se pot folosi algoritmi care permit agregarea unor componente si definirea unui set care<br />
operareaza dupa aceleasi caracteristici, fiind considerate, virtual, o singura componenta.<br />
De asemenea, la nivelul componentelor trebuie implementate strategii de conducere care permit<br />
conectarea la reteaua electrica comuna, a sincronizarii cu reteaua de curent alternativ, a definirii<br />
functionarii in caz de avarie si a serviciilor pe care aceste componente trebuie sa le asigure.<br />
Modelarea/simularea unor convertoare, c.c. – c.a., ca elemente de baza intr-o retea microgrid, cu<br />
scopul evaluarii peroformantelor energetice :<br />
In raport sunt prezentate trei dintre topologiile care au facut obiectul modelarii/simularii (Fig 7.4, 7.5,<br />
7.6).<br />
Fig. 7.4. Convertorul H5 Heric.<br />
16
Fig. 7.5. Curentul, tensiunea, puterea si<br />
randamentul convertorului.<br />
Fig. 7.7. Convertor monofazat cu „soft swiching”.<br />
Fig. 7.8. Curentul, tensiunea,<br />
puterea si randamentul<br />
convertorului.<br />
Fig. 7.9. Convertorul trifazat cu boost intermediar.<br />
Fig. 7.10. Curentul, tensiunea, puterea<br />
si randamentul convertorului.<br />
Modelarea/simularea au avut in vedere o serie de configuratii<br />
de convertoare c.c.-c.a., pornind de la structura de tip<br />
HERIC(H5,H6) S-a continuat cu analiza a 5 convertoare a<br />
căror funcţionare are loc pe 3 niveluri (corespunzătoare<br />
fiecărei alternaţe), numite sugestiv: “Coolcept Converter“,<br />
„Cascade Boost-Switched-Capacitor Converter”, “5 Level<br />
Inverter”, “1 Phase 3L-NPC Converter”, “Soft switching<br />
Converter”. Tratarea fiecărui convertor s-a materializat prin<br />
analiza controlului, realizarea circuitului de simulare,<br />
modelarea elementelor de putere utilizate şi calcularea<br />
randamentelor, respectiv trasarea formelor de undă pentru<br />
curenţii şi tensiunile de la ieşire, corespunzătoare unor sarcini<br />
rezistiv-inductive. În urma simulărilor au fost trase concluzii<br />
referitoare la cele mai potrivite structuri utilizabile in cadrul<br />
retelelor de tip microgrid.<br />
Modelarea/simularea surselor regenerabile de energie (vant sau hidro), prin sisteme de tip<br />
« Hardware in the Loop » :<br />
Pentru a putea testa un sistem de turbina eoliana/hidro in diverse regimuri de functionare, a fost<br />
necesara realizarea (hard si soft) a unui simulator.<br />
Structura sistemului prezentat in figura 7.11 contine: un simulator in timp real dSPACE (pentru<br />
implementarea caracteristicilor turbinei), invertor de tensiune (DTC) pentru alimentarea cu control de<br />
cuplu a unei maşini de inducţie trifazate (IM), echivalentul turbinei, generatorul (real) (PMSG) si<br />
sarcina.<br />
Fig 7.11. Configuratia emulatorului hard si soft de turbina eoliana.<br />
17
Sistemul a fost simulat in Matlab/Simulink, iar apoi a fost implementat in timp real folosind<br />
placa de control dSPACE. Semnalul de control (cuplul T Imref ) este trimis ca si referinta prin dSPACE,<br />
invertorului, care returneaza in timp real cuplul (T IM ) si turatia (ω IM ) estimate, ale masinii de inductie.<br />
Comportamentul sistemului a fost analizat prin compararea formelor de unda obtinute din<br />
imulare si experiment (figura 7.12), considerand o forma a vantului de tip treapta intre 10-9 [m/s] cu o<br />
perioada de 40 de secunde. Similitudinea formelor de unda, demonstreaza corecta functionare a<br />
emulatorului de turbina eoliana construit.<br />
Avantajele folosirii unui astfel de emulator sunt: flexibilitate (pot fi testate o larga varietate de<br />
turbine eoliene si generatoare, fara investitii costisitoare si/sau construirea turbinelor); energia produsa<br />
de sistem poate fi foarte usor estimata; posibilitatea testarii: buclelor de control, convertoarelor de<br />
putere, elementelor de stocare, sarcinilor electrice, conectarii la retea etc.; folosirea emulatorului la<br />
diferite puteri, fiind necesara doar schimbarea anumitor componente (invertor, masina de inductie,<br />
generator) cu unele corespunzatoare puterii si cuplului dorit; modelare rapida.<br />
Standul experimental este prezentat in Fig.7.13.<br />
Figura 7.12.Rezultate obtinute din simulare (coloana din stanga) si experimental (coloana din dreapta).<br />
Figura 7.13. Standul experimental.<br />
Testarea in laborator a retelelor de timp MICROGRID inpune realizarea unor emulatoare<br />
pentru sursele de energie. Emulatorul propus, modelat si testat, poate fi utilizat pentru simularea<br />
functonarii unei turbine de vant sau microhidro, in diverse regimuri, comandate prin intermediul<br />
calculatorului.<br />
In concluzie, de subliniat ca toate obiectivele stiintifice si tehnice aferente activitatiilor etapei<br />
curente au fost realizate. De asemenea au fost elaborate un numar de patru lucrari stiintifice.<br />
Bibliografie:<br />
[1.1] Bej, A., Turbine de vânt (Wind turbines), Editura Politehnica, Timişoara, 2003.<br />
[1.2] Gipe P., Wind turbine basics, Chelsea Green Publishing Company, Vermont, USA, 2009.<br />
[1.3] Deservirea energetică a unei comunităţi locale utilizând curenţii de aer, Proiect MAVA 3416/21-036/2007, Parteneriat<br />
UEFISCDI 2007-2010.<br />
[1.4] Prospect „EOLTEC” France, 2010.<br />
[1.5] Prospect “FORTIS”, Netherlands Fortis Wind Energy.<br />
[1.6] AH-5kW Pitch Controlled Wind Turbine, China Best Products Wind turbine generators<br />
[1.7] Zidaru G., - Mişcări potenţiale şi hidrodinamica reţelelor de profile, Editura Didactica şi Pedagogică Bucureşti, 1981.<br />
[1.8] Abbott I. H., Doenhoff A. E., - Theory of Wind Sections, Dover Publications, Inc., New York 1958.<br />
[2.1] Octavian Popa, Mecanica fluidelor, vol I, II, Ed. Tempus, Timişoara, 2007<br />
[2.2] Manea Adriana Sida, Complemente de hidrodinamica turbomaşinilor, vol I, Ed. Mirton, Timişoara, 2006<br />
[2.3] M. Bărglăzan, Turbine hidraulice şi transmisii hidrodinamice, ed. Politehnica Timişoara, 2000.<br />
[2.4] C. Stroiţă, Identificarea dinamică a turbinelor cu dublu flux, Teză de doctorat, Univ. „ Politehnica” Timişoara. 2009.<br />
[2.5] M. Bărglăzan, About design optimization of cross-flow hydraulic turbines, Sci. Bull. „Politehnica” Univ. of Tmş.<br />
Trans on Mechanics Tom 50 (64) Fasc. 2, 2005.<br />
[3.1] B. Brennen and A. Ahbondanti, “Static exciters for induction generator”, IEEE Trans. Ind. Applicat., vol.IA-13,pp.42,<br />
Sept./Oct. 1977.422-428<br />
18
[3.2] J. M. Elders, J. T. Boys,and J. I. Woodward, “Self excited Induction machine as small low-cost generator”, Proc. Inst.<br />
Elect. Eng.,pt. C, vol 131, No. 2, pp.33-41, Mar.1984.<br />
[3.3] R. Bonert and S. Rajakarna, “Self-excited induction generator with excellent voltage and frequency control”, Proc,<br />
Inst. Elect., Eng.,, pp. 33-39, Jan. 1998.<br />
[3.4] Olorunfemi Ojo and Innocent Ewean Davidson, “PWM-VSI Inverter-Assisted Stand-Alone Dual Stator Winding<br />
Induction Generator”, IEEE Trans. on Ind. Appl.,vol.36, N0.6, Nov./Dec. 2000.<br />
[3.5] Nicolae Budişan, Problems of Induction generator systems, editura Politehnica, Timi,oara -2003.<br />
[3.6] I., J. Hunt, „A new type of induction motors”,J. IEE, vol 38, pp. 648-677, 1907.<br />
[3.7] Dong Wang, Weiming Ma, Fei Xiao, Botao Zhang, Dezhi Liu and An Hu, „A Novel Stand-Alone Dual Stator-<br />
Winding Induction Generator With Static Excitation Regulation”, IEEE Trans. On Energy Conv., vol. 20, No.4, Dec. 2005.<br />
[3.8] Yong Li, Yuwen Hu, Wenxin Huang, Lingshun Liu and Yong Zhang, „The Capacity Optimization for the Static<br />
Excitation Controller of the Dual-Stator-Winding Induction Generator Operating in a Wide Speed Range”, IEEE Trans. On<br />
Ind. Electronics, vol.56, No.2, Feb. 2009.<br />
[3.9] D. Hadiouche, H. Razik, A. Rezoug, „Modelling of Double Star Induction Motor for Space Vector PWM Control”,<br />
ICEM 2000, 28-30 Aug. 2000, Espoo Finland.<br />
[4.1] Y. Chen, P. Pillay, A. Khan, PM wind generator topologies, IEEE Trans. Ind. Applicat., Vol. 41 (2005), No. 6,<br />
pp.1619-1626.<br />
[4.2] J. Pyrhönen et al., Permanent magnet technology in wind power generators, Proc. 19th Int. Conf. Electr. Mach. –<br />
ICEM 2010, CD-ROM, 6 pp.<br />
[4.3] H. Haraguchi, S. Morimoto, M. Sanada, Suitable design of a PMSG for a small-scale wind power generator,<br />
Proc. Int. Conf. Electr. Mach. Syst. – ICEMS 2009, CD-ROM, 5 pp.<br />
[4.4] Z. Guo, L. Chang, FEM study on permanent magnet synchronous generators for small wind turbines, Proc. CCECE /<br />
CCGEI, Saskatoon, Canada, 2005.<br />
[4.5] M. Andriollo et al., Permanent magnet axial flux disc generator for small wind turbines, Proc. 18th Int. Conf. Electr.<br />
Mach. – ICEM 2008, CD-ROM, 6 pp.<br />
[4.6] J.G. Wanjiku et al., A simple core structure for small axial-flux PMSGs, Proc. Int. Electr. Mach. Drives Conf. –<br />
IEMDC 2011, CD-ROM, 6 pp.<br />
[5.1] D. Sera, “Real-time Modelling, Diagnostics and Optimised MPPT for Residential PV systems,” PhD dissertation,<br />
Aalborg University Institute of Energy Technology, Denmark, January 2009<br />
[5.2] R.C. Campbell, “A circuit-based photovoltaic Array model for Power System Studies”, Power Symposium NAPS’07,<br />
pp 97-101, 2007<br />
[6.1] Seul-Ki Kim, Eung-Sang Kim, Jong-Bo Ahn, “Modeling and Control of a Grid-connected Wind/PV Hybrid<br />
Generation System”, 2005-2006 IEEE PES Transmission and Distribution Conference and Exhibition, Dallas, Texas, 2006,<br />
pp. 1202-1207.<br />
[6.2] Jiangui Li; Xiaodong Zhang; Wenlong Li, “An Efficient Wind-Photovoltaic Hybrid Generation System for DC microgrid”,<br />
IEEE 8th International Conference on Advances in Power System Control, Operation and Management (APSCOM),<br />
Hong-Kong, China, 2009, pp. 1-6.<br />
[6.3] M. Dali, J. Belhadj, X. Roboam, “Theoretical and experimental study of control and energy management of a hybrid<br />
wind-photovoltaic system”, IEEE 8th International Multi-Conference on Systems, Signals and Devices (SSD), Sousse,<br />
Tunisia, 2011, pp. 1-7.<br />
[6.4] W. Caisheng, M.H Nehrir, “Power Management of a Stand-Alone Wind/Photovoltaic/Fuel Cell Energy System”,<br />
IEEE Transactions on Energy Conversion, vol. 23, 2008, pp. 957-967.<br />
[6.5] A. Testa, S. De Caro, R .La Torre, T. Scimone, “Optimal design of energy storage systems for stand-alone hybrid<br />
wind/PV generators”, IEEE 2010 International Symposium on Power Electronics Electrical Drives Automation and Motion<br />
(SPEEDAM), Pisa, Italy, 2010, pp. 1291-1296.<br />
[6.6] E. Koutroulis, K. Kalaitzakis, N.C. Voulgaris, “Development of a Microcontroller-Based, Photovoltaic Maximum<br />
Power Point Tracking Control System”, IEEE Transactions on Power Electronics, vol. 16, 2001, pp. 46-54.<br />
[6.7] W.D. Kellogg, M.H. Nehrir, G.Venkataramanan, V. Perez, “Generation unit sizing and cost analysis for stand-alone<br />
wind, photovoltaic, and hybrid wind/PV systems”, vol. 13, 1998, pp. 70-75.<br />
[6.8] F. Valenciaga, P.F. Puleston, “Supervisor control for a stand-alone hybrid generation system using wind and<br />
photovoltaic energy”, IEEE Transactions on Energy Conversion, vol. 20, pp. 398-405.<br />
[6.9] M.M. Badejani, M.A.S. Masoum, M. Kalantar, “Optimal design and modeling of stand-alone hybrid PV-wind<br />
System”, IEEE Australasian Universities Power Engineering Conference (AUPEC), Perth, Australia, 2007, pp. 1-6.<br />
[6.10] N.A. Ahmed, M. Miyatake, “A Stand-Alone Hybrid generation System Combining Solar Photovoltaic and Wind<br />
Turbine with Simple Maximum Power Point tracking Control”, CES/IEEE 5th International Power Electronics and Motion<br />
Control Conference, (IPEMC), Shanghai, China, 2006, pp. 1-7.<br />
[6.11] Y. M. Chen, Y. C. Liu, F. Y. Wu, Y. E. Wu, “Multi-Input DC-DC Converter Based on the Flux additivity”, 36th<br />
IEEE Industry Applications Society Annual Meeting Conference (IAS'01),October 2001, Vol. 3, pp. 1866-1873.<br />
[6.12] A. Napoli, F. Crescimbini, L. Solero, F. Caricchi, F. G. Capponi, “Multiple-Input DC-DC Power Converter for<br />
Power-Flow Management in Hybrid Vehicles”, 37th IEEE Industry Applications Society Annual Meeting Conference<br />
(IAS), 2002, Vol. 3, pp. 1578-1585.<br />
[6.13] Y.C. Liu, Y.M. Chen, “A systematic approach to synthesizing multi-input DC-DC converters”, IEEE Transactions<br />
on Power Electronics, 2009, Vol. 24, No. 1, pp. 116-127.<br />
19
[6.14] Yan Li, Xinbo Ruan, Dongsheng Yang, Fuxin Liu, “Synthesis of multiple-input DC/DC converters”, IEEE<br />
Transactions on Power Electronics, 2010, Vol. 25, No. 9, pp. 2372-238.<br />
[6.15] M. Gavris, N. Muntean, O. Cornea, “Dual Input Hybrid Buck LC Converter”, IEEE 21st International Symposium<br />
on Power Electronics, Electrical Drives, Automation and Motion (SPEEDAM), Sorrento, Italy, 2012, pp. 309-314.<br />
[6.16] N. Muntean, M. Gavris, O. Cornea, “Dual Input, Small Power, PV and Wind Energy Conversion System”, 13st<br />
International Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment (OPTIM), Brasov, Romania, 2012, pp.<br />
[6.17] B. Axelrod, Y. Berkovich, A. Ioinovici, “Switched- capacitors/ switched- inductor structure for getting<br />
transformerless hybrid DC-DC PWM converters”, IEEE Transactions on circuits and systems, March 2008, Vol. 55, No. 2,<br />
pp. 687- 696.<br />
[6.18] A. Mirecki; X. Roboam; F. Richardeau, ”Architecture Complexity and Energy Efficiency of Small Wind Turbines”,<br />
IEEE Transaction on Industrial Electronics, 2007, vol. 54, pp. 660-670.<br />
[6.19] T. Noguchi, S. Togashi, R. Nakamoto, “Short-Current-Pulse Based Adaptive Maximum-Power-Point Tracking for<br />
Photovoltaic Power Generation System”, Electrical Engineering in Japan, 2002, vol. 139, pp. 78-83.<br />
[7.1] Mohamed El-Ashry, "Renewables 2011 - Globa Status Report,"2011.<br />
[7.2] Leon Freris and Mohamed El-Ashry, Renewable Energy in Power Systems 2008.<br />
[7.3] AShot Melkonyan, "High Efficiency Power Supply using new SiC devices." 2007.<br />
[7.4] T. Funaki, J. C. Balda, J. Junghans, A. S. Kashyap, H. A. Mantooth, F. Barlow, T. Kimoto, and T. Hikihara, "Power<br />
Conversion With SiC Devices at Extremely High Ambient Temperatures," Power Electronics, IEEE Transactions on, vol.<br />
22, no. 4, pp. 1321-1329, July2007.<br />
[7.5] B. Ray, J. D. Scofield, R. L. Spyker, B. Jordan, and R. Sei-Hyung, "High temperature operation of a dc-dc power<br />
converter utilizing SiC power devices,", 1 ed 2005, pp. 315-321.<br />
[7.6] Powersim.INC, "PSIM Manual," 2010.<br />
[7.7] Matthais Victor, Frank Greizer, Sven Bremicker, and Uwe Hubler, "United States Patent No: US 7,411,802 B2,"<br />
Dec.8, 2008.<br />
[7.8] Gonzales Senosian, "European Patent Application No: EP 2 053 730 A1," Apr.29, 2009.<br />
[7.9] B. Burger and D. Kranzer, "Extreme high efficiency PV-power converters," 2009, pp. 1-13.<br />
[7.10] L. Czarnecki, D. Gutzeit, D. Schekulin, and A. Winter, "„Coolcept" - eine neue PV-Wechselrichter-Topologie für<br />
sehr hohe Wirkungsrade," 2010.<br />
[7.11] Steca Elektronik GmbH, "StecaGrid 3000 and StecaGrid 3600 Brochure," 2011.<br />
[7.12] B. Axelrod, Y. Berkovich, and A. Ioinovici, "A cascade boost-switched-capacitor-converter - two level inverter with<br />
an optimized multilevel output waveform," Circuits and Systems I: Regular Papers, IEEE Transactions on, vol. 52, no. 12,<br />
pp. 2763-2770, Dec.2005.<br />
[7.13] O. Abutbul, A. Gherlitz, Y. Berkovich, and A. Ioinovici, "Step-up switching-mode converter with high voltage gain<br />
using a switched-capacitor circuit," Circuits and Systems I: Fundamental Theory and Applications, IEEE Transactions on,<br />
vol. 50, no. 8, pp. 1098-1102, Aug.2003.<br />
[7.14] H. Nomura, K. Fujiwara, and M. Yoshida, "A New DC-DC Converter Circuit with Larger Step-up/down Ratio,"<br />
2006, pp. 1-7.<br />
20