gennaio/febbraio 2023 Rivista ufficiale dell’AEIT Seguito de “L’Elettrotecnica” fondata dall’AEI nel 1914 Poste Italiane Spa - Sped. in Abb. Postale - D. L. 353/2003 (conv. in L. 27/02/2004 N. 46) Art. 1, comma 1, DCB Milano AEIT - Volume 110 - Numero 1/2 gennaio/febbraio 2023 - ISSN 1825-828X Associazione Italiana di Elettrotecnica, Elettronica, Automazione, Informatica e Telecomunicazioni IN PRIMO PIANO: Macchine e azionamenti elettrici
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I N QUESTO NUMERO La rivista è pubblicata con il concorso del Consiglio Nazionale delle Ricerche. È vietato riprodurre articoli della rivista senza citarne la fonte. Registrazione Tribunale di Milano del 29.08.1948 - N. 395 Iscrizione R.O.C. numero 5977 - 10 dicembre 2001 Poste Italiane Spa - Spedizione in Abb. Postale - D. L. 353/2003 (conv. in Legge 27/02/2004 N. 46) Art. 1, comma 1, DCB Milano Associato all’USPI Unione Stampa Periodica Italiana Proprietaria ed Editrice © Associazione Italiana di Elettrotecnica, Elettronica, Automazione, Informatica e Telecomunicazioni - AEIT Direttore: Andrea Silvestri Direttore Responsabile: Maurizio Delfanti Comitato Editoriale: Michela Billotti, Alessio Borriello, Alessandro Bosisio, Filippo Bovera, Roberto Cameroni, Sergio Giacomo Carrara, Luca Cavalletto, Claudio Cherbaucich, Bruno Cova, Eugenio Di Marino, Romina Donazzi, Arrigo Frisiani, Pier Franco Lionetto, Angelo Luvison, Stefano Massucco, Marco Merlo, Maurizio Molinaro, Giampaolo Monti, Giovanni Ricca, Elisa Rondella, Marino Sforna, Mauro Ugolini, Fabio Zanellini Redazione: Fabrizio Trisoglio - red_aeit@aeit.it Hanno collaborato: A. L. Fontana, G. Notaro l focus odierno, “Macchine e azionamenti elettrici”, avrebbe potuto avere un inquadramento più vasto, inclusivo dei convertitori (come suggerisce implicitamente l’editorialista Mario Marchesoni), ma il titolo completo era incompatibile con la grafica della nostra copertina. Vi si tratta comunque di quei componenti di un sistema elettrico che si prestano a gestire applicazioni innumerevoli in ogni settore, come utilmente elenca Marchesoni (non esclusa naturalmente la mobilità elettrica su strada, su ferrovia, nel trasporto navale e persino in quello aereo). I lavori qui raccolti toccano molti temi di grande rilievo, pur non essendo esaustivi, non trattando per esempio, e gli abbiamo dedicato la copertina, di trasformatori (accennati però nella prima memoria). Fra le macchine elettriche a magneti permanenti, accoppiabili direttamente ai generatori eolici, Antonino Di Gerlando, Gianmaria Foglia, Matteo Felice Iacchetti e Roberto Perini esaminano accuratamente quelle a flusso assiale con struttura modulare, dal punto di vista sia progettuale sia di funzionamento (con riferimento in particolare allo studio e alla realizzazione di un prototipo), considerando anche gli aspetti termici e meccanici. La possibilità di adottare una configurazione modulare anche per il trasformatore di collegamento dell’aerogeneratore con la rete presenta pregi e vantaggi. I sistemi di accumulo dell’energia a volano accoppiano una macchina elettrica a un volano (che può anche essere parzialmente o completamente integrato nella macchina stessa), con la possibilità che nel funzionamento della macchina elettrica come motore o come generatore il volano accumuli energia cinetica o rispettivamente la converta in energia elettrica. Gli autori, Andrea Floris, Alfonso Damiano e Alessandro Serpi si concentrano sulle macchine ad alta velocità, suscettibili - per i grandi progressi dell’elettronica di potenza - di un vasto campo di applicazioni a velocità variabile. I motori sincroni a riluttanza, dei quali trattano Francesco Vercesi, Ezio Bassi e Francesco Benzi, si prestano anche per applicazioni civili (per es. negli ascensori) fatta attenzione ai loro problemi vibro-acustici, legati alla deliberata anisotropia rotorica. Le tipologie considerate sono quella tradizionale a rotore simmetrico e una innovativa asimmetrica, entrambe le quali si prestano a ottimizzazioni per le rispettive geometrie che danno risultati promettenti anche da un punto di vista energetico. Un altro tipo di motore a flusso assiale di tipo brushless a magneti permanenti, descritto da Nicolò Gori, Giovanni Landi, Antonino Musolino, Luca Sani e Claudia Simonelli, è adatto per piccoli velivoli elettrici autonomi (droni) destinati alla sorveglianza del territorio. La presenza di moduli, dimensionati in modo che insieme diano l’elevata coppia di decollo, consente che in volo livellato una sola unità sia attiva. Il caso studio cui si riferiscono Lorenzo Mantione, Lucia Frosini, Marcello Minervini, Tommaso Emanuelli e Giampietro Pacinotti, è la modellazione e progettazione di un motore sincrono a magneti permanenti interni per un banco prova ad alta velocità. Scelta una ragionevole alternativa per il numero di poli, e considerate due possibili geometrie di rotore, si confrontano le varie configurazioni che ne derivano e si giunge per ottimizzazione alla soluzione migliore, soprattutto in termini di coppia, fattore di potenza e rendimento. L’uso dell’alta tensione in corrente continua (HVDC) si presta alla trasmissione d’energia elettrica per grandi distanze e grandi potenze anche tra reti gestite a frequenze diverse, oltreché per collegamenti sottomarini via cavo. In Italia è stato pionieristico il sistema SACOI (Sardegna-Corsica-Italia), con la novità tecnica di essere inoltre multiterminale. Il lavoro di Paolo Bordignon, Simone Cosso, Mario Marchesoni e Luis Vaccaro, dopo aver ripercorso storicamente e tecnicamente l’evoluzione dell’HVDC, si concentra sui relativi convertitori, con attenzione in particolare per l’interruzione dei guasti. Come seconda puntata della sezione “Nuovi paradigmi della tecnica” oggi si illustra la “funzione Natta” nello sviluppo della Chimica industriale: dalla scoperta del polipropilene con le sue applicazioni più svariate anche nei settori della casa, del tempo libero, del tessile, alla creazione di una Scuola, al Premio Nobel nel 1963, alle realizzazioni anche autonome di collaboratori (il primo, al Politecnico, Italo Pasquon) e allievi (tra cui lo stesso nostro autore di oggi, Ferruccio Trifirò).
S O M M A R I O AEIT • numero 1/2 gennaio/febbraio 2023 Progetto Grafico - Copertina - Impaginazione: Antonella Dodi - af@aeit.it Abbonamenti e Pubblicità: Tel. 02 873899.67 - aeit@aeit.it Direzione Redazione Amministrazione: AEIT - Ufficio Centrale Via Mauro Macchi, 32 - 20124 Milano Tel. 02 873899.67 Telefax 02 66989023 Sito Internet: http://www.aeit.it Stampa - Fotoservice - Distribuzione: Arti Grafiche Murelli Via Campania 42 20090 - Fizzonasco di Pieve Emanuele - Milano Gli autori sono responsabili di quanto scritto nei loro articoli. Le opinioni espresse dagli autori non impegnano l’Associazione. Saluto ai Soci e ai lettori della rivista “AEIT” 4 Indirizzo programmatico per il triennio 2023-2025 Giuseppe Parise Editoriale 6 Convertitori, macchine e azionamenti elettrici: la transizione energetica resa possibile Mario Marchesoni Macchine e azionamenti elettrici Macchine e convertitori modulari per l'energia eolica 8 Antonino Di Gerlando, Gianmaria Foglia, Matteo Felice Iacchetti, Roberto Perini Macchine elettriche 20 per sistemi di accumulo dell’energia a volano Andrea Floris, Alfonso Damiano, Alessandro Serpi Progetto ottimo di un motore sincrono a riluttanza 26 Francesco Vercesi, Ezio Bassi, Francesco Benzi Motore a flusso assiale per applicazioni aeronautiche 38 Nicolò Gori, Giovanni Landi, Antonino Musolino, Luca Sani, Claudia Simonelli Geometrie rotoriche 50 per motori sincroni a magneti permanenti Lorenzo Mantione, Lucia Frosini, Marcello Minervini, Tommaso Emanuelli, Gianpietro Pacinotti Conversione statica di energia nella trasmissione HVDC 58 Paolo Bordignon, Simone Cosso, Mario Marchesoni, Luis Vaccaro La “funzione Natta”: 66 la Chimica industriale al Politecnico di Milano Ferruccio Trifirò
Saluti ai Soci e ai lettori della rivista “AEIT” Indirizzo programmatico per il triennio 2023-2025 Carissimi Soci, nel momento in cui assumo la Presidenza, desidero anzitutto inviare i miei saluti e i miei auguri a tutti i Soci. Un particolare ringraziamento anche all’ing. Debora Stefani (a cui va la mia riconoscenza per il lavoro fatto e i risultati ottenuti) e a tutto il personale dell'Ufficio Centrale, il cui supporto è stato fondamentale per l'operatività dell'Associazione. Abbiamo davanti una sfida non facile, che dobbiamo affrontare con il massimo di amicizia e di collaborazione. C’è bisogno dell’aiuto di tutti. Farò di tutto per sollecitare e valorizzare ogni collaborazione, tenendo il massimo conto di ogni suggerimento o rilievo critico, per evitare ogni divisione, perché insieme possiamo ottenere grandi risultati. Abbiamo un potenziale prezioso di competenze e di esperienze con un futuro che sarà sempre di più elettrico. Ciò nonostante l’AEIT rimane drammaticamente sottoutilizzata. Manca un’adeguata presenza nostra nei settori chiave dell’istruzione e dell’industria. Manca il nostro contributo propositivo per temi importantissimi, quali gli indirizzi della formazione tecnica professionale sul tema delle strategie energetiche e tecnologiche, le esigenze di sviluppo industriale e della transizione energetica, gli impatti delle innovazioni elettriche elettroniche informatiche e della comunicazione e le loro conseguenze etico-sociali. Manca un riferimento comune a tutti i livelli, culturale, professionale, mediatico, etico, giurisprudenziale. Dobbiamo sforzarci tutti di realizzare un coordinamento generale con un approccio placebased, cioè con la più completa partecipazione di tutti gli attori interessati, quali installatori, imprese, costruttori, professionisti, esperti dell’università, normatori, ordini professionali, enti ed istituzioni varie. Su queste innumerevoli problematiche è certamente necessario aprire un dibattito costruttivo e pragmatico, vigilando sull’equilibrio degli interessi. Dobbiamo rendere più flessibile la nostra organizzazione, prevedere deleghe specifiche e creare apposite task force, che possano risultare utili per una migliore incisività e per un Giuseppe Parise - Presidente Generale AEIT
migliore coordinamento delle varie attività. Importantissimo è il rapporto con le varie Sezioni, alle quali occorre garantire il massimo supporto. È necessario uno sforzo intensissimo per incrementare il numero di soci, coinvolgendo installatori e imprese. È necessario sostenere e incoraggiare la partecipazione attiva dei giovani, affinché la nostra associazione si riveli un successo duraturo e capace di influenzare il futuro. È necessario aprire canali di intensa collaborazione con il maggior numero possibile di istituzioni pubbliche e private, a cominciare dal mondo dell’istruzione universitaria e secondaria. È importante il rapporto con le associazioni di categoria (periti, ingegneri, ordini) e le industrie del settore elettrico/elettronico, per la promozione di iniziative comuni. È anche importante il rapporto con le organizzazioni internazionali, a cominciare da una più stretta collaborazione con le varie articolazioni dell’IEEE e della CIGRÉ e con le analoghe associazioni europee, ciò che può aprire nuove prospettive. All’AEIT spetta anche un compito di responsabilità sociale, che postula una presenza sui media per diffondere informazioni corrette e chiare sulle problematiche più attuali dei nostri settori di competenza, a beneficio sia dei cittadini sia dei decisori. Bisognerà quindi trovare modi e forme affinchè l’AEIT possa svolgere questa funzione in modo responsabile e professionale; senza dimenticare la valorizzazione della gloriosa storia della nostra Associazione. A questi scopi la rivista “AEIT” lavora con impegno e serietà; anche a tutti i lettori della rivista è indirizzato il mio saluto, e mi auguro che possa crescerne il numero e l’interesse, aprendo loro una più ampia finestra di conoscenza e partecipazione. Insomma, bisogna ampliare e consolidare un vero e vivace rapporto con i soci, potenziando il nostro sito web e le nostre piattaforme, erogando formazione di qualità sempre più alta per affrontare le sfide e le opportunità del cambiamento, aumentando gli autori e i lettori delle pubblicazioni sulle nostre riviste, migliorando i flussi di cassa per sostenere e far crescere le nostre attività, offrendo così servizi che sviluppino il senso e l’orgoglio di appartenenza alla nostra storica AEIT, anche attraverso utili convenzioni con enti di servizio. Cercheremo anche di investire in convenzioni con enti esterni che possano offrire ai Soci nuovi benefici concreti. Tutto ciò richiederà disponibilità ed entusiasmo. Confido nella collaborazione del maggior numero possibile di Soci. Io sono pronto a metterci tutto il mio impegno. Cordialmente
L’ op i n i one d i Lu i g i Mi c h i inione di Mario Marcheson L’ uso sempre più pervasivo dell’energia elettrica è ormai quasi diventato sinonimo di crescita sostenibile: dalla visione pionieristica di pochi verso la fine del secolo scorso si è transitati verso una odierna consapevolezza dei più, dalle classi politiche alle opinioni pubbliche. Gli obiettivi di riduzione dei gas serra passano attraverso un uso sempre maggiore delle energie rinnovabili e una crescente ricerca di tecnologie per il risparmio energetico. In questo contesto, i convertitori, le macchine e gli azionamenti elettrici sono tecnologie abilitanti che consentono non solo la generazione, la trasmissione e l’uso efficiente di energia elettrica, ma anche il conseguimento di risparmi energetici a costi ragionevoli. Gli sviluppi tecnologici più recenti ci stanno trasportando verso la consapevolezza che non vi è settore della tecnica o della vita civile che non possa essere ulteriormente e/o totalmente elettrificato, raggiungendo anche quei settori che oggi sono responsabili del maggiore consumo di energia non elettrica, quali i sistemi per la produzione del calore e i sistemi di trasporto. Il progresso nella ricerca elettrica ci ha proiettato in tale scenario, che a sua volta richiede lo sviluppo sempre più diffuso di componenti in grado di convertire l’energia ad altissima efficienza, gestendo potenze sempre più elevate, senza però trascurare le applicazioni dove la potenza impiegata è modesta ma il numero di dispositivi è altissimo. Tra tutte le possibili applicazioni, la mobilità elettrica sta peraltro emergendo come il “case study” che raggruppa tutte le principali criticità che devono essere affrontate e rimosse per avviarci verso uno sviluppo realmente sostenibile. Il motore elettrico rappresenta solo l’interfaccia finale per attuare la conversione elettromeccanica, garantendo alte prestazioni statiche e dinamiche in ogni condizione operativa, consentendo di operare in un molto esteso range di velocità, permettendo la rimozione del cambio meccanico e quindi un ulteriore aumento del rendimento energetico. La possibilità di recuperare l’energia di frenatura e di convertirla in “benzina” da reintrodurre nel “serbatoio” rendono la conversione elettromeccanica un unicum inimitabile da altre tecnologie. Rimane tuttavia ancora da risolvere completamente il problema dello sviluppo di sistemi di accumulo ad alta densità di energia e di potenza, ovvero in grado di garantire elevate autonomie nei percorsi e di essere ricaricati in tempi dell’ordine dei minuti. D’altra parte si tratta della stessa criticità che ostacola un’alta penetrazione della generazione di energia da fonti rinnovabili, che sono abbondanti ma purtroppo intermittenti e non completamente predicibili nella loro disponibilità, portando alla necessità di sviluppare importanti sistemi di accumulo di energia, che tuttavia appaiono meno critici in applicazioni non in movimento. In tale scenario, la ricerca nei campi dell’elettronica di potenza, delle macchine e gli azionamenti elettrici ha il ruolo di accompagnare queste transizioni offrendo soluzioni ai problemi emergenti. I motori a magneti permanenti sono sempre più richiesti nelle applicazioni di trasporto su strada, ma si dibatte molto sull’opportunità di servirsi massicciamente delle terre rare (Neodimio-Ferro-Boro - NdFeB), con cui sono preferibilmente realizzati i magneti, per l’inevitabile dipendenza dai Paesi maggiormente produttori, politicamente instabili oppure non sempre amichevoli; considerando poi anche la non trascurabile impronta di carbonio legata all’estrazione e alla lavorazione di questi materiali, si possono sempre studiare e sviluppare, eventualmente, altri di tipi di motori, quali ad esempio i sincroni a riluttanza, comunque ad alto rendimento, a costo inferiore e in grado di garantire sempre range molto estesi di Convertitori, macchine e azionamenti elettrici: la transizione energetica resa possibile Mario Marchesoni Università degli Studi di Genova
velocità, magari utilizzando magneti permanenti a bassa densità di energia. La mobilità elettrica coinvolge oggi non solo la strada e le applicazioni ferroviarie, cui siamo, almeno in Europa, abituati da decenni. L’elettrificazione, anche del sistema propulsivo, riguarda oggi ugualmente il trasporto navale e si sta presentando persino nel trasporto aereo, grazie ai progressi importanti consentiti dall’evoluzione costante e inarrestabile nella conversione statica dell’energia. Anche in questi casi, la completa elettrificazione è legata alla disponibilità di sistemi di accumulo ad alta densità di energia, quali quelli basati sull’idrogeno. Questo è un altro esempio di come la ricerca possa favorire la transizione verde. L’accumulo potrebbe essere realizzato con idrogeno liquido a 20 K, che dovrebbe poi essere utilizzato in forma gassosa a circa 350 K. Si tratta di una situazione potenzialmente molto interessante, in cui il calore per il passaggio di stato potrebbe sinergicamente provenire da macchine elettriche superconduttive (raffreddate tra 20 e 60 K), cavi elettrici superconduttivi ad alta temperatura (circa 80 K) e elettronica di potenza “fredda” (Cold Power Electronics - CPE) operante a circa 160 K. Da molti anni, in verità, si dibatte sulla possibilità di avere motori ad alta densità di potenza (fino a 5 volte più del normale, ossia fino a 25 kW/kg o più) utilizzando la superconduttività, ma quasi tutte le idee si sono sempre arrestate nel loro sviluppo per le difficoltà (costi e dimensioni delle apparecchiature per il raffreddamento criogenico) di operare a bassissime temperature; in questo caso, attraente soprattutto per applicazioni avioniche, l’accumulo attraverso idrogeno liquido potrebbe portare al superamento di queste criticità e la riduzione di peso conseguente delle parti elettriche potrebbe almeno in parte compensare il maggior peso dell’idrogeno liquido rispetto ai combustibili tradizionali. In ogni caso, l’avanzamento a grandi passi verso un futuro sostenibile non sarebbe possibile senza l’elettronica di potenza, una tecnologia trasversale, che copre un range di potenza molto elevato, dall’ordine dei mW necessari per il funzionamento dei telefoni cellulari all’ordine dei GW per le applicazioni nel campo della trasmissione dell’energia. L’elettronica di potenza avanzata può consentire qualsiasi tipo di trasformazione delle grandezze elettriche, sempre operando ad altissimo rendimento, in alcuni casi superiore al 99%, come nei più recenti sistemi di conversione per la trasmissione HVDC, garantendo sempre importanti risparmi energetici. Sono moltissimi i settori che possono potenzialmente beneficiare dell’utilizzo di questa tecnologia: un elenco certamente non esaustivo comprende le applicazioni per la casa e l’ufficio, il riscaldamento, la ventilazione e la climatizzazione, i prodotti digitali di consumo, le comunicazioni, l’automazione di fabbrica e gli azionamenti elettrici, i già citati sistemi di trasporto nella loro globalità e le cosiddette applicazioni di rete. Le sorgenti rinnovabili di energia potranno, ad esempio, essere integrate massicciamente nelle reti esistenti solo attraverso l’uso di un’elettronica in grado di garantire conversioni efficienti, intelligenti e affidabili, e che possa inoltre consentire altrettanto efficienti trasmissioni, distribuzioni e usi dell’energia elettrica. Si tratta di una tecnologia ancora in forte evoluzione, con tanti aspetti che potranno essere migliorati e resi risolutivi dalla ricerca nel settore. I dispositivi a semiconduttore di potenza potranno avere ulteriore estensione nei livelli di corrente/tensione/potenza gestibili, consentendo minori perdite di potenza e più alte frequenze di commutazione, essendo inoltre in grado di operare a più alte temperature: si tratta di una vera e propria seconda rivoluzione nel campo, resa possibile dai nuovi dispositivi WideBandGap (WBG) quali il Carburo di Silicio (SiC) o il Nitrurio di Gallio (GaN). Inevitabilmente tali sviluppi consentiranno una conversione di energia ad altissimi rendimenti e con elevata power quality. Ci si aspetta altresì di incrementare l’affidabilità della conversione statica di energia, arrivando a concepire sistemi tolleranti ai guasti, requisiti sempre più indispensabili quando dalle sorti di un convertitore può dipendere l’alimentazione di intere regioni geografiche. Convertitori, macchine e azionamenti elettrici, controllati con il supporto imprescindibile delle tecnologie informatiche, sono tecnologie per l’avvenire, contribuendo ad assicurare in futuro energia pulita a tutta l’umanità: lo sviluppo sostenibile transita da qui.
Nel corso degli anni è cresciuto l’interesse verso le macchine elettriche a magnete permanente (MP) con avvolgimenti concentrati, grazie a significativi vantaggi, tra i quali principalmente costruzione più agevole ed elevati livelli di coppia e tensione a bassa velocità di rotazione, che favoriscono le applicazioni con accoppiamento diretto, in particolare nella generazione da fonte eolica. In letteratura sono descritti diversi tipi di macchine con avvolgimenti concentrati: alcuni problemi funzionali (come la distorsione della tensione a vuoto o la ondulazione di coppia) sono talvolta attenuati modificando l’estensione periferica di denti e MP, o usando passi polari diversificati. Per quanto riguarda la scelta tra macchine a flusso radiale (FR) o assiale (FA), a scopo comparativo sono stati analizzati diversi parametri di merito [1-3]: le analisi, principalmente riferite a strutture con avvolgimenti distribuiti, evidenziano che le macchine a FA consentono di raggiungere le più alte densità di coppia, specie con numero di poli elevato. D’altra parte, proprio nel caso di avvolgimenti distribuiti è difficile ottenere un alto numero di poli, a meno di ridurre drasticamente il numero q di cave/(polofase), con conseguente peggioramento delle prestazioni: viceversa, impiegando avvolgimenti concentrati, si può adottare un valore molto basso di q (attorno a 0,33), permettendo di realizzare macchine a FA con elevato numero di poli, alta densità di coppia ed eccellente qualità delle prestazioni [4-5]. Nel seguito saranno analizzati i seguenti aspetti: struttura elettromagnetica e caratteristiche di modularità dei generatori a FA; disposizione degli avvolgimenti e influenza dei parametri di progetto; prestazioni; tipo e disposizione dei convertitori di interfaccia; aspetti di raffreddamento; influenza delle caratteristiche costruttive e di montaggio; uso di trasformatori multi-avvolgimento per l’interfaccia con la rete. Struttura della macchina e dimensioni principali Nelle figure 1 e 2 sono mostrate la struttura modulare di principio di una macchina a FA e le dimensioni principali di un modulo [6]: gli anelli statorici sono costituiti da denti laminati radialmente, in configurazione YASA (acronimo inglese di Yokeless And Segmented Armature = statore segmentato senza giogo magnetico). Ciascun dente è dotato di una bobina concentrata; le bobine di dente sono opportunamente collegate per formare gli avvolgimenti di fase. I dischi rotorici, ferromagnetici e massicci, con MP superficiali, sono bi-lateri all’interno, mono-lateri alle due estremità assiali. In figura 1 è mostrata una macchina costituita da m = 2 moduli; è possibile concepire macchine con numero di moduli m superiori a 2, accostati assialmente tra loro. Anche se sono possibili scelte diverse, la condizio8 AEIT • numero 1/2 Macchine e convertitori modulari per l'energia eolica I vincoli ambientali spingono verso soluzioni ad alta efficienza e affidabilità: nella generazione da fonte eolica, tali peculiarità sono ottenibili con macchine a flusso assiale e convertitori e componenti di interfaccia con assetto modulare, di cui si descrivono struttura, funzionamento e prestazioni Antonino Di Gerlando, Gianmaria Foglia, Matteo Felice Iacchetti, Roberto Perini Dipartimento di Energia - Politecnico di Milano
ne che conduce al massimo fattore di avvolgimento per una macchina trifase è quella per la quale il numero di denti di un ciclo elettromagnetico, Ndc = 3 ⋅ Ndcf (con Ndcf numero di denti/(ciclo-fase)), differisce dal numero pc di poli di un ciclo di ± 1: 3 ⋅ Ndcf = pc ± 1. A titolo di esempio, con riferimento al ciclo elettromagnetico di un modulo, in figura 3 è mostrata la struttura di avvolgimento, con Ndc = 12 denti/ciclo e pc = 13 poli/ciclo (pari al numero di MP lungo la periferia di un ciclo, disposti su una faccia di disco). Condizioni di funzionamento e analisi parametrica La posizione relativa tra denti e MP (Figura 3), fa sì che questo tipo di macchina sia “sinusoidale”, sia dal punto di vista della distribuzione periferica del campo magnetico (Figura 4), sia dal punto di vista della forma d’onda della forza elettroMacchine e azionamenti elettrici gennaio/febbraio 2023 9 Figura 1 Struttura elettromagnetica di una macchina a FA, con MP montati sulle superfici dei dischi rotorici: la macchina è dotata di m = 2 moduli di statore e m + 1 = 3 dischi a MP; gli avvolgimenti dei moduli statorici sono trifase π Figura 2 Sezioni trasversale e assiale e dimensioni principali di un modulo di macchina π Figura 4 Distribuzione, calcolata mediante analisi FEM, del modulo della induzione magnetica a vuoto nei denti di un modulo di una macchina a MP, a FA, con Nc = 2 cicli, Ndcf = 6 denti/(ciclo-fase), 3 ⋅ Ndcf ⋅ Nc = 36 denti, p = Nc ⋅ (3 ⋅ Ndcf +1) = 38 poli π Figura 3 Disposizione schematica delle bobine (A, B, C, a, b, c) e dei MP di 2 moduli, in un ciclo elettromagnetico di una macchina trifase a FA: Ndcf = 4 denti/(ciclo-fase), pc = 13 poli/ciclo; le 4 bobine di un ciclo-fase sono in serie (le lettere maiuscole e minuscole indicano la disposizione controversa, cioè l’opposta orientazione dei lati di bobina). In figura è mostrato solo il disco centrale, con disposizione bi-latera dei MP (n, n indicano le orientazioni di magnetizzazione:↑,↓). I due moduli statorici hanno bobine di fase spostate tra loro di Ndcf /2 denti, cui corrisponde uno sfasamento di 30° elettrici tra moduli π
motrice (FEM) di fase, cioè della tensione di fase a vuoto (Figura 5). Inoltre, si può dimostrare che lo spostamento tra i due moduli implica effetti benefici, sia sulle distribuzioni di campo nel traferro che sulle forme d’onda, analoghi a quelli dovuti alla adozione dell’accorciamento di passo di bobina negli avvolgimenti distribuiti tradizionali. Per studiare l’influenza dei principali parametri di progetto mostrati in figura 2 su alcune quantità, è stato scelto un intervallo di variazione del rapporto kD = Di /De dei diametri interno ed esterno, per alcune coppie di valori N° poli – N° cicli, riportati in Tabella 1. Le condizioni di studio si riferiscono a un generatore a FA, con m = 2 moduli, potenza e velocità nominali Pn = 50 kW, Nn = 70 giri/min: considerando i vincoli dimensionali dell’ogiva di turbina e della navicella, il diametro esterno è assunto De = 1.100 mm; per ragioni di tolleranze meccaniche, il traferro è fissato a g = 2,5 mm, mentre, in base a considerazioni magnetiche, lo spessore assiale dei MP è assunto hm = 4 ⋅ g = 10 mm [6]. L’analisi conduce alle curve delle figure 6-9. 10 AEIT • numero 1/2 Figura 5 FEM misurate nel funzionamento a vuoto di una macchina a bobine di dente, con 2 cicli, 36 denti, 38 poli. A sinistra: FEM ed ai capi di una singola spira avvolta attorno a un dente; a destra: FEM ai morsetti di fase ef ®® Figura 6 Lunghezza assiale ℓax della macchina in funzione del rapporto dei diametri kD = Di /De, con parametro il numero di poli p (valori da Tabella 1) π Figura 7 Somma delle perdite rame Pℓcu e ferro Pℓfe di statore, in funzione del rapporto dei diametri kD = Di /De, con parametro il numero di poli p (valori da Tabella 1) π Figura 9 Massa totale dei materiali attivi (Mtot = Mfe + Mcu + MMP), in funzione del rapporto dei diametri kD = Di /De, con parametro il numero di poli p (valori da Tabella 1) ππ Figura 8 Massa Mfe dei denti e delle bobine Mcu di statore, massa dei MP MMP, in funzione del rapporto dei diametri kD = Di /De, con parametro il numero di poli p (valori da Tabella 1) π Tabella 1 Coppie di valori (N° di poli - N° di cicli) p 32 38 48 52 64 78 Nc 2 2 3 4 4 6
Macchine e azionamenti elettrici Valgono i seguenti commenti: • la lunghezza assiale cresce all’aumentare del rapporto kD e descresce al crescere del numero di poli p; • la somma Pℓcu + Pℓfe delle perdite di statore aumenta sensibilmente al crescere del numero di poli p: quindi, per ragioni di rendimento e di riscaldamento, è preferibile adottare un basso valore di p; • anche se, per ogni valore di p, esiste un valore kDℓmin del rapporto kD che minimizza le perdite, le curve Pℓcu + Pℓfe sono abbastanza piatte nell’intorno di kDℓmin, consentendo una ampia variazione di kD; • le masse Mfe e MMP diminuiscono al crescere di kD, mentre Mcu aumenta; • le masse Mcu e Mfe diminuiscono al crescere p, mentre MMP non ne è influenzato; • la massa totale Mtot diminuisce al crescere di kD (per valori medio-bassi di kD); inoltre, Mtot diminuisce al crescere di p; • la limitazione della massa totale Mtot non solo implica la limitazione dei costi, ma riduce l’onere di dimensionamento del palo della turbina e delle fondazioni; • infine, considerando che il materiale dei MP (NdFeB) presenta il più elevato costo specifico, ne consegue che il costo totale presenta una tendenza simile a quella della massa totale: questo suggerisce di adottare elevati valori di kD e un valore di p che sia un ragionevole compromesso tra il contenimento delle perdite e delle masse. In conclusione, l’analisi ha portato alla seguente scelta dei parametri di progetto: p = 38 ; Nc = 2 ; kD = 0,83. Studio e realizzazione di un prototipo Scelti i valori p = 38, Nc = 2, kD = 0,83, è stato condotto il progetto e la costruzione della macchina di Tabella 2, mostrata in figura 10 [realizzata da Italtech Wind, Mazzano (BS)]. I collegamenti di bobina dei due moduli sono stati effettuati in modo simile a come mostrato in figura 3 (spostamento fra strati di Ndcf/2), quindi con uno sfasamento di 30° elettrici tra moduli; ogni modulo è dotato di due cicli identici: pertanto, ne consegue lo schema di figura 11 per lo statore. Rilievi in regime sinusoidale Inizialmente la macchina è stata provata con forme d’onda sinusoidali, riproducendo le condizioni di carico di un generatore eolico a velocità variabile (cioè egennaio/febbraio 2023 11 Figura 10 Macchina a flusso assiale dotata di 2 moduli, con i dati di Tabella 2 π Figura 11 Schema degli avvolgimenti della macchina di figura 10: i due moduli presentano due cicli e i relativi avvolgimenti trifase sono tra loro sfasati di 30° elettrici π Tabella 2 Dati nominali e costruttivi della macchina a FA, con due moduli Tensione di linea Vn, tensione a vuoto En[V] 625; 750 Potenza Pn,[kW], velocità Nn[rpm], frequenza fn[Hz] 50; 70; 22,17 Corrente In [A], rendimento η[%], reattanza sincrona x [pu] 46,3; 92,6; 0,50 Perdite: Cu Pℓcu, Fe Pℓfe, PM PℓPM[kW] 2,04; 0,39; 0,51 Diametri: esterno De, interno Di, lunghezza assiale ℓax [mm] 1.100; 914; 330 N° cicli Nc, N° denti/(ciclo×fase) Ndcf, p, m 2; 6; 38; 2 N° spire di bobina/dente Nspire.d, dimensioni di piattina [mm] 83; 4 x 2,8
mulando il rapporto “tip-speed” ottimo della turbina), mediante il banco di figura 12. In figura 13 sono mostrate le perdite calcolate (curve) e misurate (punti), dove Pℓcu sono le perdite negli avvolgimenti e Pℓo le perdite a vuoto; le perdite totali Pℓtot misurate sono state ottenute per differenza tra potenza meccanica Pm e potenza elettrica Pe erogata al carico, mentre quelle calcolate derivano dalla somma delle singole perdite di statore e di rotore. La figura 14 mostra la curva di rendimento in funzione della frequenza: i valori misurati corri12 AEIT • numero 1/2 Figura 13 Analisi del funzionamento a carico in regime sinusoidale, con cosϕ = 1, a frequenza variabile; potenza generata con rapporto “tip-speed” ottimo (Pcarico(f) = Pn ⋅ (f/fn )3); curve: valori calcolati; punti: valori misurati; valori nominali Vn = 625 V; In = 46,3 A. Pℓo = perdite meccaniche e ferro statore (dalla prova a vuoto); Pℓcu = perdite negli avvolgimenti; Pℓtot = perdite totali π Figura 12 Banco prova per la caratterizzazione sperimentale della macchina di figura 10 π Figura 15 Generatore sincrono a MP con raddrizzatore a diodi in uscita: sopra: schema reale, con stadio di conversione CC-CA; sotto: disposizione per le prove in laboratorio, con carico equivalente resistivo π Figura 16 Configurazione con raddrizzatore di uscita, con ponti a diodi in parallelo π Figura 17 Forme d’onda calcolate (—-) e misurate n per la macchina di figura 10, con lo schema di raddrizzamento di figura 16; sopra: tensione e corrente di fase in CA, tensione e corrente in CC in ingresso al condensatore Ccc; sotto: coppia istantanea e media calcolate (—-); coppia media misurata Tm (n) π Figura 14 Curva di rendimento calcolata e punti di misura, per la macchina di figura 10: regime sinusoidale a frequenza variabile; rapporto “tip-speed” ottimo (Pcarico(f) = Pn ⋅ (f/fn)3) π
Macchine e azionamenti elettrici spondono al rapporto fra potenza resa e potenza assorbita, mentre la curva calcolata di rendimento è basata sulla somma delle perdite separate (perdite ferro statore, perdite meccaniche, perdite negli avvolgimenti, perdite nei MP per correnti parassite). Funzionamento con raddrizzatore a diodi in uscita La macchina di figura 10 è stata inoltre studiata considerando un sistema di conversione costituito da un raddrizzatore a diodi [7], connesso ai morsetti di statore e in parallelo a un condensatore Ccc della linea in cc: nella situazione di impianto reale (Figura 15, sopra), a valle della sezione AA vi è un convertitore CC-CA (costituito da un convertitore CC-CC per stabilizzare la tensione in CC, seguito da un invertitore, connesso alla rete, eventualmente mediante un trasformatore); nelle prove in laboratorio, il sistema di conversione a valle della sezione A-A è stato emulato da un carico resistivo regolabile (Figura 15, sotto). Le caratteristiche di modularità della macchina consentono la adozione di numerose topologie di raddrizzamento [7]; nel seguito se ne illustrano due, a titolo di esempio. La prima configurazione, mostrata in figura 16, prevede il parallelo, lato CC, di due ponti a diodi: con riferimento alla figura 11, il primo è alimentato dalla serie dei gruppi g0-1 e g30-1, mentre il secondo ponte è alimentato dalla serie dei gruppi g0-2 e g30-2. Si tratta di un sistema di raddrizzamento con 6 impulsi per periodo, come mostrato nei diagrammi di figura 17, dove sono riportate alcune forme d’onda di grandezze calcolate (----) e misurate ––; le condizioni di funzionamento sono: f = 22,2 Hz; RL = 11,6 Ω (corrispondente al carico equivalente nominale). La seconda configurazione, mostrata in figura 18, prevede la connessione in serie di due ponti a diodi, uno alimentato dalla terna di avvolgimenti del modulo A di figura 11, con fase 0°, l’altro dalla terna del modulo B, con fase 30°: in tal modo, la tensione di uscita presenta 12 impulsi di raddrizzamento, con miglioramento delle forme d’onda complessive. Le forme d’onda sono quelle di figura 19; condizioni di funzionamento: f = 22,0 Hz; RL = 11,9 Ω (corrispondente al carico equivalente nominale). Macchine multi-modulo con convertitori PWM di raddrizzamento Disponendo in senso assiale più moduli statorici, si realizzano macchine a FA con maggiore modularità; tale scelta implica le seguenti conseguenze costruttive e funzionali: • a parità di potenza e velocità nominali, al crescere di numero di moduli m aumenta la lunghezza assiale ℓax, ma diminuisce il diametro esterno De (si veda, ad esempio, la macchina di figura 20, dotata di 4 moduli); • l’adozione di un numero elevato di moduli implica un maggior livello di affidabilità e ridondanza: se si verifica un guasto in uno dei moduli, o in un convertitore modulare ad esso collegato, è possibile escludere il modulo guasto, garantendo la continuità di servizio con i moduli rimanenti, grazie alla separazione elettromagnetica fra i moduli; • l’esistenza di più moduli consente di limitare la taglia dei convertitori modulari, che possogennaio/febbraio 2023 13 Figura 18 Sistema di raddrizzamento con ponti a diodi in serie, uno alimentato dagli avvolgimenti del modulo A, l’altro dagli avvolgimenti del modulo B di figura 11 π Figura 19 Forme d’onda simulate (---- ) e misurate (––) del sistema di raddrizzamento di figura 18: sopra: correnti ca di fase icaA e icaB dei due moduli di figura 11 e corrente CC risultante icc in ingresso al condensatore Ccc; sotto: coppie calcolate TA e TB a 6 impulsi dei due moduli A e B e coppia calcolata risultante T all’albero, a 12 impulsi; coppia media Tm misurata π
no essere scelti fra quelli disponibili per applicazioni industriali standard, valida alternativa all’impiego di convertitori multilivello, spesso adottati nel caso di macchine tradizionali trifase o multifase; • la configurazione multi-modulo consente di avvalersi di un comando di tipo sequenziale dei convertitori PWM di modulo (con sfasamento reciproco tra le portanti): questo migliora la qualità delle grandezze complessive (con riduzione di ondulazione della coppia elettromagnetica risultante all’albero e limitazione di oscillazione della corrente complessiva della linea in CC), rispetto alle corrispondenti quantità dei singoli moduli. In figura 21 è mostrato lo schema di principio di 14 AEIT • numero 1/2 Figura 21 Schema di un generatore multi-modulare (con m = 3 moduli), e raddrizzatori PWM di modulo connessi in parallelo ad una linea in CC con condensatore in derivazione π Figura 22 Illustrazione di principio del comando sequenziale dei raddrizzatori PWM di modulo: le portanti della prima fase di ciascuno degli m moduli in parallelo lato CC sono sfasate tra loro di un angolo elettrico pari a 360°/m π Figura 23 Sopra: corrente lato CC di un modulo (iCCμ); sotto: corrente CC risultante (iCCt ) per il sistema modulare di figura 21, con raddrizzatori PWM con comando sequenziale (τ = periodo della modulante) π Figura 24 Forme d’onda delle coppie elettromagnetiche di modulo (Telmμ, μ = 1, 2, 3) e della coppia elettromagnetica risultante all’albero (Telm ⋅ t ), per il sistema di figura 21, con comando sequenziale dei raddrizzatori PWM π Figura 20 Macchina a MP a FA con 4 moduli durante la fase di costruzione (bobine con terminali liberi, prima dei collegamenti di fase): stessi dati nominali della macchina di figura 10 (Pn = 50 kW, Nn = 70 giri/min); diametro esterno De = 800 mm, lunghezza assiale ℓax = 660 mm (costruzione a cura di Italtech Wind) π
Macchine e azionamenti elettrici del funzionamento in condizioni nominali (con frequenze di invertitore: fmodulante: 14,73 Hz; fportante = 15 ⋅ fmodulante: 221 Hz). Le figure 23 e 24 mostrano le forme d’onda delle correnti lato cc di un modulo (iCCμ, con μ = 1, 2, 3) e della corrente risultante (iCCt), delle coppie elettromagnetiche di modulo (Telmμ) e della coppia elettromagnetica risultante all’albero (Telm t). Valgono le seguenti considerazioni: • comparando la forma d’onda inferiore con quella superiore di figura 23, emerge che l’oscillazione picco-picco (riferita alla corrente media) della corrente CC risultante è significativamente ridotta rispetto a quella della corrente CC di modulo; • gli intervalli di tempo con corrente CC istantanea di modulo nulla, dovuti alla conduzione nei diodi di libera circolazione dell’invertitore, scompaiono nella corrente CC risultante; • in figura 24 si rileva che le coppie elettromagnetiche di ogni modulo hanno lo stesso andamento istantaneo, con sfasamento reciproco di 1/m = 1/3 del periodo della portante e apprezzabili oscillazioni, mentre la coppia elettromagnetica risultante all’albero è quasi priva di oscilazioni. Dunque il comando sequenziale consente di ridurre la frequenza della portante, e quindi le perdite di commutazione degli invertitori, mantenendo limitata la ondulazione della corrente cc risultante (iCCt) e la coppia elettromagnetica risultante (Telm t). La limitazione della ondulazione della corrente CC risultante (iCCt), conseguente alla adozione del comando sequenziale, consente anche di ridurre la ondulazione della tensione Vcc ai capi del condensatore sulla linea in CC, come mostrato in figura 25: questo stabilizza meglio la tensione Vcc e riduce le sollecitazioni dielettriche e l’invecchiamento di tale condensatore [9]. La ridotta ondulazione della coppia elettromagnetica risultante riduce i rischi di innesco di condizioni di risonanza meccanica tra generatore a FA e turbina accoppiata; sono invece da verificare i rischi di risonanza meccanica tra i moduli del generatore. I sistemi con connessione di tipo parallelo alla linea in CC dei convertitori di modulo, come quello di figura 21, sono più adatti a installazioni terrestri (onshore), dove la configurazione back-to-back dei convertitori PWM di raddrizzamento e inversione implica una breve lunghezza della linea in CC, dunque compatibile con una bassa tensione Vcc. Qualora l’installazione sia di tipo marino (offshore), la maggiore lunghezza della linea in cc richiede, per limitare le perdite di trasmissione, la adozione di valori più elevati della tensione Vcc: tale condizione può essere meglio gestita adottando la disposizione serie lato CC dei raddrizzatori PWM, come analizzato in [10]. gennaio/febbraio 2023 15 Figura 25 Forma d’onda della tensione Vcc ai capi del condensatore derivato della linea in cc, con Vccn = 1.600 V, C = 10 mF π Figura 26 Rappresentazione qualitativa dei percorsi di circolazione dell’aria ambiente, per convezione naturale, nei canali interbobina delle macchine di figura 10 e 20 π un generatore multi-modulare (nell’esempio m = 3 moduli): qui i moduli di statore si suppongono caratterizzati da terne in fase tra loro. L’uscita trifase di ogni modulo è connessa a un raddrizzatore PWM il cui lato in CC è in parallelo ad una linea in CC con condensatore in derivazione; i raddrizzatori PWM sono a comando sequenziale, ovvero le portanti della prima fase di ciascun modulo sono sfasate tra loro di un angolo elettrico pari a 360°/m, come mostrato in figura 22 [8]. Con riferimento a una macchina di taglia media (potenza nominale di modulo: 1 MW; velocità nominale: 17 rpm; diametro esterno: 5 m; lunghezza assiale di modulo: 0,336 m; numero poli: 104), sono state condotte diverse simulazioni
Condizioni di raffreddamento delle macchine e modelli termici Un altro aspetto, rilevante per il progetto e la verifica dei generatori modulari a FA, è lo studio del raffreddamento, qualitativamente illustrato in figura 26 per macchine raffreddate con convezione naturale (come le macchine delle figure 10 e 20). L’adozione di un modello termico a parametri concentrati, particolarmente complesso per i fenomeni non lineari tipici della convezione naturale, ha condotto ai risultati illustrati in figura 27 [11]: il diagramma riporta la distribuzione calcolata e misurata della temperatura delle 36 bobine della macchina di figura 20, in condizioni di carico nominale. A meno di qualche scostamento locale, le distribuzioni sono congruenti fra loro; le diverse temperature di bobina sono principalmente riconducibili alle seguenti cause: • i canali della semi-macchina inferiore (tra i denti 10 e 27 di figura 26) sono percorsi da aria ambiente, quindi più fresca dell’aria che percorre i canali della semi-macchina superiore (tra i denti 28 e 36, tra i denti 36 e 1 e tra i denti 1 e 9 di figura 26), già riscaldata dalle perdite smaltite dalla semimacchina inferiore); • la diversa giacitura angolare dei canali di raffreddamento lungo la periferia implica un effetto “camino” più efficace nei canali con angolazione pressochè verticale (attorno ai denti 18-19 e ai denti 36-1) rispetto ai canali con giacitura pressochè orizzontale (attorno ai denti 9-10 e 27-28): ovviamente nei canali con effetto “camino” più pronunciato si sviluppano velocità dell’aria più elevate e le bobine adiacenti, meglio raffreddate, si portano a temperature relativamente più basse rispetto alle altre. Effetti delle dissimmetrie costruttive nelle macchine a FA Come noto, le macchine a FA possono presentare delle criticità in termini di sollecitazioni meccaniche; a tal fine, è necessario un attento dimensionamento dei cuscinetti, dei dischi di rotore e dell’albero, sottoposti a sollecitazioni importanti. In quest’ambito, con riferimento alla macchina a flusso assiale di figura 10, sono state condotte attività teorico-sperimentali sulle dissimmetrie costruttive e sul loro effetto in termini di sollecitazioni meccaniche e conseguenti deformazioni [12]. In figura 28 sono identificati i parametri di dissimmetria costruttiva relativi allo scostamento assiale e alla inclinazione dei dischi di sinistra (S) e di destra (D) rispetto ad ogni modulo di statore; nei diagrammi sottostanti vi sono i valori misurati e le curve di interpolazione dello spessore locale di traferro, nei 4 traferri della macchina a 2 moduli di figura 10. Un indice della dissimmetria costruttiva è l’insorgere, nel funzionamento a vuoto, di correnti di circolazione nei due cicli-fase connessi in parallelo: in caso di perfetta simmetria costruttiva, tali correnti sarebbero nulle, mentre, come mostrato in figura 29, sono non nulle a causa delle dissimmetrie di figura 28; peraltro, il confronto della ampiezza di tale corrente di circolazione (picco circa 1 A) con la 16 AEIT • numero 1/2 Figura 27 Temperature calcolate e misurate delle 36 bobine della macchina di figura 20, funzionante a carico nominale, con raffreddamento in convezione naturale π Figura 28 Spessore in pu del traferro locale nei 4 traferri (a, b, c, d) lungo la periferia della macchina di figura 10. Valori misurati: ga = ▲, gb = n, gc = ◆, gd = ●; curve interpolanti, a tratteggio, basate sui traferri medi assiali (ga0, gb0, gc0, gd0) e su andamenti sinusoidali rispetto al traferro medio (i valori sono espressi in pu, riferiti a: grif = gn = 1,5 mm) π
Macchine e azionamenti elettrici corrente nominale (46,3 A) evidenzia che, per quanto riguarda tali correnti, si tratta di un fenomeno contenuto, con effetti marginali sul funzionamento. Si osserva inoltre una sostanziale congruenza tra forma d’onda calcolata e misurata, che attesta la validità e accuratezza del modello elettromagnetico adottato. Potenzialmente più significative sono le azioni meccaniche, come mostrato negli andamenti istantanei di figura 30 e nelle distribuzioni di figura 31. La figura 30 mostra l’andamento calcolato analiticamente (an) e mediante simulazione FEM 3D mozionale (FEM) del momento flettente istantaneo applicato ai dischi mono-lateri di estremità (sinistro (S) e destro (L)); valgono le seguenti osservazioni: • il momento flettente applicato a ciascun disco ruota sincrono con il rotore, con valore pressoché costante perché causato dalla inclinazione di ciascun disco rispetto all’asse di rotazione; • l’ondulazione di tale momento flettente, dell’ordine di circa 0,25 volte il valore medio, è dovuta all’effetto delle aperture di cava durante la rotazione; • questa ondulazione causa un carico pulsante, che può sollecitare a fatica sia i dischi che l’albero. La figura 31 mostra i risultati di una analisi elastica lineare statica FEM, eseguita sul disco bilatero centrale: è mostrata la distribuzione dello sforzo di von Mises e il conseguente stato di deformazione del disco in senso assiale; valgono le seguenti note: • il massimo valore dello sforzo di von Mises (circa 21 MPa), che si verifica al lembo interno del disco forato, è assai inferiore al limite di snervamento; • la deformazione del disco, correlata alla modulazione del traferro, produce un massimo spostamento locale del disco di circa 0,14 mm in senso assiale, dunque abbastanza limitato rispetto al traferro meccanico nominale (e ai suoi scostamenti, dovuti alle dissimmetrie). Trasformatori modulari di interfaccia con la rete Le peculiarità e i vantaggi nella adozione di generatori a FA con struttura modulare sono validi anche per quanto riguarda l’interfaccia con la rete: in tal caso, la configurazione modulare può essere adottata per il trasformatore. In figura 32 è mostrato, a titolo di esempio, lo schema di principio di un intero sistema di generazione gennaio/febbraio 2023 17 Figura 29 Correnti in un circuito costituito da due cicli-fase in parallelo, durante una rotazione completa di rotore a velocità nominale, nel funzionamento a vuoto: corrente misurata (im), corrente calcolata (ic) π Figura 30 Momento flettente istantaneo applicato ai dischi di estremità destro (D) e sinistro (S), valutato analiticamente (Tan) e mediante simulazione FEM 3D mozionale (TFEM) π Figura 31 Sforzo di Von Mises [MPa] sulla superficie del disco rotorico centrale, e corrispondente deformazione assiale (scala amplificata di 103) π Figura 32 Schema di un sistema di conversione da fonte eolica, con 3 moduli: un generatore trifase a tre moduli; un sistema di raddrizzatori PWM, una linea in CC, una terna di invertitori PWM, un trasformatore a 6 avvolgimenti (T6av) π
18 AEIT • numero 1/2 Figura 33 Rappresentazione assonometrica di un trasformatore trifase a 6 avvolgimenti, costituito da tre moduli: i moduli, disposti verticalmente fra di loro lungo ogni colonna, sono costituiti da un primario (in verde) e da un secondario (in rosso), tra loro affacciati radialmente. L’intercapedine del modulo centrale ha spessore radiale ridotto, per equilibrare le correnti di modulo π da fonte eolica, in cui sia il generatore, sia il trasformatore hanno 3 moduli; il trasformatore ha 6 avvolgimenti (T6av), perché ogni modulo ha primario e secondario [13]. La adozione di questo tipo di trasformatore modulare presenta i seguenti vantaggi: • risparmio nel dimensionamento del nucleo magnetico e negli ingombri complessivi rispetto a una soluzione con trasformatori trifase separati; • la configurazione modulare permette di suddividere la potenza da iniettare in rete su più invertitori, consentendo l’impiego di convertitori a due livelli di tipo standard; • in caso di guasto in un modulo, questo si può escludere, garantendo il funzionamento regolare degli altri moduli, sia pure a potenza complessiva ridotta (gli avvolgimenti del modulo escluso rimangono sedi di FEM, ma le loro correnti sono nulle); • adottando particolari criteri di progetto del trasformatore, si può garantire una equilibrata ripartizione del carico tra moduli e si può ottenere un effetto filtrante sulla forma d’onda delle correnti iniettate in rete, riducendo la taglia dei filtri di uscita per gli invertitori; • l’impiego di un comando sequenziale degli invertitori PWM riduce sensibilmente l’ondulazione delle correnti risultanti secondarie iniettate in rete. Le particolarità di progetto del trasformatore sono le seguenti, come illustrato in figura 33: • per rafforzare l’effetto filtrante sulle forme d’onda di corrente è necessario adottare spessori radiali abbondanti per le intercapedini tra avvolgimenti primari e secondari; • per garantire una equilibrata ripartizione delle correnti, sia nei primari che nei secondari, occorre adottare spessori diversificati delle intercapedini, così da modificare i parametri induttivi di dispersione che governano la ripartizione. A conferma delle proprietà funzionali sopra enunciate, in figura 34 sono mostrate le forme d’onda delle correnti secondarie dei 3 moduli e della corrente secondaria risultante iniettata in rete, Figura 34 Simulazione FEM 3D transitoria del trasformatore a 6 avvolgimenti alimentato da 3 invertitori con comando sequenziale (tre portanti di modulo sfasate tra loro di 120° sul periodo della portante): correnti secondarie di modulo e correnti risultanti iniettate in rete √
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