Tema de proiect Să se proiecteze un post de transformare din care se alimenteaza receptori din categoria I,II şi III, Ponderea receptoarelor de categoria I fiind de 30%. Postul de transformare (PT) este alimentat printr-o linie electrică subterană în cablu LEC, dintr-un punct de alimentatare (PA), având tensiunea nominală UN 1 = 6 kV , situat la distanţa L= 4,1 km şi prevăzut cu un sistem de bare colectoare. Puterea de scurtcircuit, pe barele punctului de alimentare este SSC = 205 MVA iar echivalentul energetic al puterii reactive este ke = 0,248W var Valoarea puterilor electrică activă şi reactivă sunt: PC = 1050 kW QC = 750 k var
Proiectul va cuprinde Tema de proiectare
1. Memoriu justificativ 2. Breviar de calcul: -a). Calculul bateriei de condensatoare pentru îmbunătăţirea factorului de putere (se va merge pana aproape de 0.92, insa fara a se depasi aceasta valoare). -b). Alegerea numărului şi puterii transformatoarelor de putere din postul de transformare. -c). Stabilirea regimului optim de funcţionarea a transformatoarelor. -d). Dimensionarea liniei de alimentare a postului de transformare în regim nominal de funcţionare. -e). Calculul curenţilor de scurtcircuit. -f). Verificarea la stabilitatea termică şi dinamică a liniei de alimentare a postului de transformare -g). Alegerea aparatelor de comutaţie de medie tensiune -h). Alegerea aparatelor de măsurare pe medie tensiune.
n 6
Un1 6
L 4,1
Ssc 205
Ke 0,248
1
Pc 1300
Qc 1000
Un2 0,4
Memoriu justificativ Puncte de alimentare si posturi de alimentare Atat punctele de alimentare PA cat si posturile de transformare PT servesc la distributia energiei electrice la consumatori . In timp ce punctele de alimentare sunt statii electrice de conexiuni de medie tensiune (6 ,20 ,35) care nu modifica nivelul de tensiune . Posturile de transformare , constitue ultima treapta de transformare pentru alimentarea receptoarelor de joasa tensiune ale consumatorilor . Din considerente economice , punctele de alimentare sunt in general associate cu un posturi de transformare . Ele dau un caracter de elasticitate a retelei de medie tensiune, prin posibilitatea de extindere relative simpla , ce le ofera pentru a satisface un consum sporit de energie electrica , ca urmare a dezcoltarii platformei industriale. Punctele de alimentare cuprind un tablou de distributie de medie tensiune alcatuit din celule. Celula constitue o parte componenta a unei statii electrice de transformare sau de conexiuni , care contine echipamentul electric aferent unui circuit sau mai multor circuite. Prezentul proiect constitue fundamental teoretic pentru realizarea unei instalatii ce v-a alimenta receptori de categoria I II si III . Tensiunea de alimentare a obiectivului este 6/0.4 kV la o frecventa de 50 Hz. Postul de transformare este alimentat dintr-o linie electrica subterana , ce provine de la un punct de alimentare avand tensiunea nominala Un1=6Kv , situate la distanta de 4,1 km si este prevazut cu un system de bare colectoare . Puterea de scurtcircuit (Ssc) este de 205MVA la barele colectoare Postul de transformare va fii compus din : -anvelopa (fundatie + cabina) -celule modulare gama MOD6 , cu doua functii de linie cu separator de sarcina si doua functii de transformator cu separator de sarcina combinat cu fuzibil -doua transformatoare , cu ulei in cuva etansa la tensiunile 6/0,4kV , Dyn-0.5 , cu borne ambrosabile pe medie tensiune -cabluri de joasa tensiune (legatura de la transformator la tabloul de joasa tensiune de cupru) -tabloul de joasa tensiune , grad de protectie ip20 ECHIPAMENTUL POSTURILOR DE TRANSFORMARE Un post de transformare alimentat în buclă de la o reţea de medie tensiune în cablu, a cărui schemă se prezintă în figura 1.26, cuprinde: a) Celulele de medie tensiune având diverse variante de echipare funcţie de destinaţia circuitului pe care-l materializează. Pot fi celule de linii (celula 1 de sosire şi celula 2 de plecare), de transformator (celulele 3 şi 4), de măsură (celula 5) etc.;
2
b) Transformatoarele de putere m1 şi m2 de tip TTU-NL (transformator trifazat în ulei, cu circulaţie naturală a uleiului şi răcire naturală cu aer) având de obicei conexiunea Dyn – 5, care permite un dezechilibru al sarcinii de aproximativ 30%, cu tensiunea secundară de 0,4kV, cu posibilităţi de reglaj al tensiunii în lipsa sarcinii, pe partea de medie tensiune, de ± 5%. Transformatorul reprezintă echipamentul principal al unui post de transformare fiind şi cel mai scump Schema electrică de conexiuni a unui post de transformare cu două transformatoare.
a1
2 STIS -10-200
a2
3 STIP-10-200
a3
Sosire
Plecare
e1
varh
Wh
a 12 e4
V A
m1
STI -10-200
a4 e2
SFI-10-40
CIRS -10 f 2 250 x 5/5 m 2
5 STI -10-200 SFI-10-40
a5 e3 f5
6 STI -10-200
a14
a8
STI -1-1000
a9
a10
OROMAX 0,5-1000
f3
f4
e5
e6
STI-10-200
TIRB-10/0,1 180VA
TTU-NL 630kVA 10/0,4kV
a7
OROMAX 0,5-1000
a6
2 60x5mmAl
SFIT-10
V
CIT -0,5 1000/5A
A
a 11
IP III 200A a 13 MPR 160/125
f1
4
Wh
a 15
a 16
IP III -200A
e7
a 17
USOL-250A
ă
1
Rezerv
10kV, 50Hz
varh
k2
k1
c) Separatoarele a3, ,a4 , a5 , şi a6, de tip STI (separator trifazat de interior), permit o separare vizibilă a circuitelor faţă de barele colectoare, având rolul de a proteja personalul de exploatare. Pentru a nu se permite deschiderea separatoarelor în sarcină, acestea pot fi prevăzute cu dispozitive de blocare mecanică sau electrică, care permit deschiderea acestora numai când întreruptorul circuitului respectiv este deschis. d) Separatorul a2, de tip STIP, este prevăzut şi cu cuţite de punere la pământ ce se închid când este necesar a efectua lucrări de întreţinere şi reparaţii pe linia respectivă. e) Separatorul de sarcină a1, de tip STIS, are în plus şi rolul de întreruptor pentru curenţii nominali ai circuitului. Este echipat suplimentar cu cuţite de rupere şi o cameră de stingere a arcului electric din material gazogen, având o putere de rupere maximă de 7MVA. f) Siguranţele fuzibile de medie tensiune e1 şi e2, de tip SFI (siguranţe fuzibile de interior), cu mare putere de rupere, destinate protecţiei împotriva curenţilor de scurtcircuit, pot înlocui întreruptorul în reţelele cu puteri de scurtcircuit de până la 1000MVA.
3
g) Siguranţele fuzibile de medie tensiune e3, de tip SFIT, servesc pentru protejarea transformatorului de tensiune. h) Transformatorul de tensiune f5, de tip TIRB (transformator de tensiune bifazat, pentru montaj interior, cu izolaţie din răşini de turnare), serveşte la măsurarea tensiunii şi pentru instalaţia de protecţie prin relee (alimentarea bobinelor de tensiune). i) Transformatoarele de curent f1 şi f2 de medie tensiune, de tip CIRS (transformator de curent tip suport, cu izolaţie din răşini turnate pentru montaj interior), utilizate pentru măsurarea curentului, puterii şi a energiei electrice şi pentru instalaţia de protecţie prin relee (alimentarea bobinelor de curent). j) Barele colectoare din aluminiu, cu secţiune dreptunghiulară, montate pe izolatoare din porţelan tip suport. k) Tabloul general care conţine toate aparatele de comutaţie şi protecţie de joasă tensiune aferente circuitelor de sosire şi plecare din tablou. Circuitele de sosire în tabloul general de la transformatoarele de putere sunt echipate cu: 10 Întreruptoarele automate a9 şi a10 de tip OROMAX. Protecţia la suprasarcină şi scurtcircuit se realizează cu acelaşi declanşator fabricat în două variante: * declanşatorul tip H cu acţiune temporizată la suprasarcină şi in-stantanee la scurtcircuit; * declanşatorul tip Ksi cu caracteristica de protecţie în trei trepte, primele două fiind cu temporizare, iar a treia instantanee. Separatoarele a7 şi a8 cu acţionare manuală de tip STI. Transformatoarele de curent f3 şi f4, de tip CIT (transformator de curent tip trecere, cu izolaţie din bachelită, pentru montaj interior), uti-lizate pentru măsurare şi pentru protecţie. Cupla longitudinală a11 este constituită dintr-un întreruptor auto-mat OROMAX ce poate fi prevăzut şi cu instalaţie AAR. Circuitele de plecare din tabloul general utilizează pentru acţionare întreruptoare cu pârghie sau manetă, întreruptoare pachet, contactoare electromagnetice sau întreruptoare automate de tip USOL sau OROMAX. Pentru protecţia împotriva curenţilor de scurtcircuit se folosesc siguranţele fuzibile cu filet, siguranţele fuzibile cu mare putere de rupere MPR şi declanşatoarele electromagnetice ale întreruptoarelor automate, iar pentru protecţia împotriva curenţilor de suprasarcină, releele şi declanşatoarele termice. Protecţia transformatoarelor de putere se face la supracurenţi de natură externă (suprasarcini sau scurtcircuit) şi la defecte interne cu ajutorul releelor de gaze Buchholz. Protecţia împotriva curenţilor de scurtcircuit, pe partea de medie tensiune, se realizează cu ajutorul siguranţelor fuzibile de medie tensiune, iar pe partea de joasă tensiune cu ajutorul declanşatoarelor electromagnetice ale întreruptoarelor automate. Protecţia împotriva suprasarcinilor de durată se face cu ajutorul declanşatoarelor termice ale întreruptoarelor automate. În cazul receptoarelor la care nu pot apărea suprasarcini, cum sunt cele de iluminat, în locul întreruptoarelor automate se pot utiliza siguranţe fuzibile cu mare putere de rupere, ele comportându-se satisfăcător la even-tualele scurtcircuite pe barele de joasă tensiune. Protecţia trebuie astfel re-glată, încât
4
să se asigure selectivitatea între întrerupătorul automat sau siguranţele fuzibile de joasă tensiune şi siguranţele fuzibile de medie tensiune. Pentru îmbunătăţirea factorului de putere, la barele de joasă tensiune ale tabloului de distribuţie se leagă baterii de condensatoare (k1 şi k2) cu conexiunea în triunghi, prevăzute cu aparate de conectare şi protecţie.
Breviar de calcul Calculul bateriei de condensatoare pentru îmbunătăţirea factorului de putere: Circulaţia atât a puterii active cât si a puterii reactive în reţeaua electrică produce atât pierderi de tensiune cât si de putere activă şi reactivă. Bateria de condensatoare este de fapt o sursă de energie reactivă, care produce o parte din puterea reactivă necesară anumitor consumatori, în special motoare asincrone. Se defineşte un factor de putere neutral cos ϕ = 0,92 , peste care consumatorul plăteşte numai puterea activă consumată, şi sub care plăteşte şi puterea reactivă la un preţ unitar mai mic. Acesta este motivul pentru care se prevede o instalaţie de îmbunătăţire a factorului de putere. Expresia matematică a factorului de putere este următoarea: Pc cosφ= ; Pc2 + Qc2 Puterea aparentă este : Pc = 1300kW Qc = 1000kVAr S c = Pc2 + Qc2 = 1300 2 + 1000 2 = 1562kVA Trasarea diagramelor de fazori se va face în două cazuri şi anume Fără baterii de condensatoare:
Se defineşte un factor de putere natural, care este în funcţie de receptoarele deţinute de consumator, cu următoarea expresie matematică: cosφ n a t =
cosφnat=
Pc Pc2 + Qc2 1300 1300 2 + 1000 2
Cu baterie de condensatoare: 5
= 0.83
Pentru îmbunătăţirea factorului de putere vom folosi o baterie de condensatoare, care va produce putere reactivă necesară funcţionării anumitor receptoare.
În acest caz diagrama de fazori a puterilor este :
unde: cosφîmb - factor de putere îmbunătăţit; Qp - puterea reactivă produsă local; Qt - puterea reactivă transportată. Puterea reactivă transportată va fi egală cu : Qt = Pc ⋅ Pc ⋅ tgϕ imb ; Puterea produsă local va fi egală cu : Q p = Qc − Qt = Pc ⋅ tgϕ nat − Pc ⋅ tgϕ imb ⇒ Q p = Pc ⋅ (tgϕ nat − tgϕ imb ) Factor de putere neutral : cosφneutral = arcos(o,92)=23 cosφnatural = arcos(o,81)=35 Se impune ca factorul de putere obţinut în urma introducerii bateriei de condensatoare să fie egal cu factorul de putere neutral, astfel că :
ϕ imb = ϕ neutral Rezultă că puterea reactivă produsă va fi egală cu : Q p = Pc ⋅ (tgϕ nat − tgϕ neutral ) ⇒ Q p = 311kVAr Vor fii alese condensatoare CS-0,38-20-3 din (1) pagina 399 n=
Qp Q0 ;
6
Q0 – puterea reactiva unitară a condensatoarelor. Se aleg condensatoare cu puterea reactivă = 20 kVAr 311 n0 = = 15,5 20 Se vor alege 14 condensatoare 14*20 = 280kVAr În acest caz puterea reactivă produsă de bateria de 10 condensatoare va fi de: Qb = n0 * Q0 + n01 * Q01 = 20 *15 = 300kVAr Ţinând cont de puterea reactivă produsă, puterea aparentă va fi egală cu : '
S c = P 2 c + (Qc − Qb ) 2 = 1191,442kVA În final factorul de putere îmbunătăţit va fi egal cu : cos ϕ imb =
Pc Pc2 + (Qc − Qb ) 2
= 1.212
Factorul de putere îmbunătăţit a rezultat în final apropiat de cel neutral,:
Alegerea numărului şi puterii transformatoarelor de putere din postul de transformare Alegerea numarului si puterii transformatoarelor este determinata de categoria receptorilor care trebuie alimentati, urmarindu-se totodata ca numarul de transformatoare sa fie minim. Receptoarele din categoria 0 si I numite si receptoare vitale , trebuie sa aiba un grad de siguranta marit in alimentare . In acest scop , intr-un post trebuie prevazute minium doua unitati , alese in asa fel incat , daca o unitate se defecteaza , cea dea doua sa poata prelua intreaga sarcina aferenta receptoarelor vitale printr-un system AAR (anclansare automata a rezervei ) combinat cu un system DAS (descarcare automata a sarcinii) Receptoarele de categoria II si III, sunt receptoare nepretentioase, putind suporta un timp mai lung o intrerupere a energiei electrice, pe cand receptoarele de categoria 0 si I sunt receptoare vitale, sunt sensibile la intreruperea alimentarii cu energie electrica , putand suporta intreruperea un timp < 3 secunde, timp necesar automatici de sistem sa treaca receptoarele pe calea de alimentare de rezerva. Ponderea receptoarelor de categoria I este de 30%, impune alegerea onfiguratiei postului de transformare cu doua transformatoare de putere, alimentate dintr-un punct de alimentare, avand doua sisteme de bare colectoare, prin intermediul a doua linii electrice subterane „ LEC 6kV ”.
7
Alegerea unui singur transformator de putere este exclusa deoarece la aparitia unui defect la transformatorul de putere toate receptoarele raman fara alimentare un timp nedefinit, timp necesar inlocuirii transformatorului. Se alege deci varianta constructiva cu doua transformtoare de putere . Randamentul transformatorului la functionarea in regim de lunga durata nu se obtine pentru o incarcare de 100%, ci pentru o incarcare de aproximativ 65% ÷ 75% din puterea nominala. Deoarece puterea instalata a consumatorului este de 1050 kVA se v-a alege o putere a transformatorului > 1312kVA , alegem doua transformatoare , unul de 1000kVA si unul de 630kVA, si utilizate in functiune, cu AAR-ul (anclansarea automata a rezervei) in functiune pe intrerupatorul cuplei longitudinale de 0,4kV. Din [1.pag130,tabel 3.28.] se aleg transformatoare SnT1=630kVA SnT2=1000kVA Rezultă un factor de încărcare de :
α=
SC ` 1300 = = 0.79 S nT 630 + 1000
Din [1.pag-130,tabel 3.28.] se aleg transformatoare - puterea nominală: Snt=630kVA; - tip:TTU-NL (transformator trifazat în ulei mineral, de de exterior cu reglaj manual pe ploturi si racire naturala in aer); - tensiunea nominală primar/secundar: Un=6kV/0.4kV; - factor de reglaj: ± 5%; - grupa de conexiuni: Dyn-5; - pierderi nominale: ∆ P0=1.2 kW, ∆ Psc=8.2 kW; - tensiunea de scurtcircuit: usc=6%; - curentul de mers în gol: i0=2,4%. puterea nominală: Snt2=1000kVA; - tip:TTU-NL (transformator trifazat în ulei mineral, de de exterior cu reglaj manual pe ploturi si racire naturala in aer); - tensiunea nominală primar/secundar: Un=6kV/0.4kV; - factor de reglaj: ± 5%; - grupa de conexiuni: Dyn-5; - pierderi nominale: ∆ P0=1.85 kW, ∆ Psc=12 kW; - tensiunea de scurtcircuit: usc=6%; - curentul de mers în gol: i0=2%. Stabilirea regimului optim de funcţionare a transformatoarelor Transformatoarele de putere, din posturile de transformare pot funcţiona în paralel dacă îndeplinesc următoarele condiţii: -să aibă aceleaşi tensiuni nominale primare şi secundare; 8
-să aibă aceleaşi tensiuni de scurtcircuit, cu abateri în limitele ± 10%; -să aibă aceeaşi grupă de conexiune sau aceleaşi grupe de conexiuni admise să funcţioneze în paralel; -să aibă raportul între puterea celui mai mare şi a celui mai mic transformator de maximum 2 (3). Funcţionarea în paralel a transformatoarelor este economică dacă pierderile totale de putere activă sunt mai mici decât în cazul funcţionării separate. Determinarea parametrilor transformatoarelor: Se va utiliza schema în Γ a transformatorului:
unde: RT şi XT – rezistenţa şi reactanţa transformatorului constituind elemente longitudinale ale transformatorului; GT şi BT – conductanţa şi susceptanţa transformatorului constituind elemente transversale ale transformatorului; U10 şi U20– tensiunea de fază din primar şi secundar. În schema de mai sus s-a reprezentat o singură fază a transformatorului, iar în continuare se va face referire la o singură fază. Pentru a calcula pierderile transformatorului avem nevoie de caracteristicile lui
Snt1 kVA 630
Un1 kV 6
Un2 kV 0.4
Dpo kw 1.2
DPsc Kw 8.2
Usc % 6
Un1– tensiunea nominală de linie din primarul transformatorului; In1 – curentul nominal din primarul transformatorului; SnT1 – puterea aparentă nominală a transformatorului; În continuare toate mărimile cu asterisc vor fi mărimi raportate. Notăm: ∗
u sc =
U sc u 6 = sc % = = 0,06 U nT 100 100
9
I0 % 2.4
unde: usc- tensiunea de scurtcircuit a transformatorului; usc* - tensiunea de scurtcircuit raportată. Rezultă:
∆Psc
- pierderile de putere activă în transformator, la mersul în scurtcircuit.
psc* - pierderile de scurtcircuit raportate;
p sc* =
∆Psc 8.2 = 0,015 S nT 1000
i0* =
i0 i % = 0 = 2.4 = 0,024 I1N 100 100
i0* - curentul de mers în gol raportat; ∆P0 − pierderile de putere activă la mersul în gol.
p0* =
∆P0 1,2 = = 0.0019 S NT 630
p0* = pierderile relative de mers in gol Determinarea pierderilor - de putere activă: p = p0 + p s ; p0 – pierderi la mers în gol; ps – pierderi datorate traversării transformatorului de către sarcină; - de putere reactivă: q = q0 + q s ; q0 – pierderi la mers în gol; 10
qs – pierderi datorate traversării transformatorului de către sarcină; p 0 = ∆P0 ; p sc = ∆Psc ; p s = 3 ⋅ RT ⋅ I 12 = 3 ⋅ p sc* ⋅
U 12n ⋅ α 2 ⋅ I 12n = p sc* ⋅ S nT ⋅ α 2 ; S nT
α - coeficient de încărcare a transformatorului: α1=I1/I1n; p s = p sc* ⋅ S nT ⋅ α 2 ; U q0 = 3 ⋅ BT ⋅ 1n 3
2
S U2 = 3 ⋅ i0*2 − p0*2 ⋅ nT2 ⋅ 1n = i0*2 − p0*2 ⋅ S nT ; U 1n 3
q0 = 0,024 2 − 0,0019 2 ⋅ 630 ⋅10 3 = 15.072 k var; U 12n 2 2 qs = 3 ⋅ X T ⋅ I = 3 ⋅ u − p ⋅ ⋅ α ⋅ I1n = α 2 ⋅ q sc ; S nT 2 1
q sc =
*2 sc
*2 sc
qs ; α2
q sc = 0,06 2 − 0,013 2 ⋅ 630 ⋅10 3 = 36.899 k var; *2
*2
q sc = u sc − p sc ⋅ S nT -
pierderi totale: pt = p + q ⋅ k e ;
k e − echivalent energetic al puterii reactive dat în tema de proiect, în [W/var]; pt − pierderile totale în transformator şi reţea, în [kW]. ke – echivalentul energetic al puterii reactive ke=0,248 Pentru un transformator pierderile se pot scrie sub forma următoare care este de fapt expresia unei parabole
pt = p0 + q0 ⋅ k e + α 2 ⋅ ( p sc + k e ⋅ q sc ) ; pt = ( p0 + q0 ⋅ k e ) + ( p sc + k e ⋅ q sc ) ⋅
S2 ; 2 S nT
pt1 = (1.2 + 15.072 ⋅ 0,248) + ( 8.2 + 0,248 ⋅ 36.899 ) ⋅ pt1 = 4.937 + 4.7316 ⋅10
−5
2 ⋅S ; 11
S2 ; 2 S nT
Pentru a calcula pierderile prin transformatorul 2 avem nevoie de caracteristicile lui U Snt2 kVA Un1 kV Un2 kV Dpo kw DPsc Kw sc % 1000 6 0.4 1.85 12
Io % 6
Notăm: ∗
u sc =
U sc u 6 = sc % = = 0,06 U nT 100 100
unde: usc- tensiunea de scurtcircuit a transformatorului; usc* - tensiunea de scurtcircuit raportată. Un1– tensiunea nominală de linie din primarul transformatorului; In1 – curentul nominal din primarul transformatorului; Snt – puterea aparentă nominală a transformatorului; În continuare toate mărimile cu asterisc vor fi mărimi raportate. psc* - pierderile de scurtcircuit raportate;
p sc* =
∆Psc 12 = = 0.012 S nT 1000
∆Psc - pierderile de putere activă în transformator, la mersul în scurtcircuit. i0 i % = 0 = 2 = 0,02 I1N 100 100 i0* - curentul de mers în gol raportat; i0* =
p0* =
∆P0 1,85⋅103 = = 1,85 ⋅ 10 −3 6 1 ⋅ 10 SN
unde: ∆P0 − pierderile de putere activă la mersul în gol. 12
2
Determinarea pierderilor - de putere activă: p = p0 + p s ; p0 – pierderi la mers în gol; ps – pierderi datorate traversării transformatorului de către sarcină; - de putere reactivă: q = q0 + q s ; q0 – pierderi la mers în gol; qs – pierderi datorate traversării transformatorului de către sarcină; p 0 = ∆P0 ; p sc = ∆Psc ; U 12n p s = 3 ⋅ RT ⋅ I = 3 ⋅ p ⋅ ⋅ α 2 ⋅ I 12n = p sc* ⋅ S nT ⋅ α 2 ; S nT 2 1
* sc
α - coeficient de încărcare a transformatorului: α1=I1/I1n; p s = p sc* ⋅ S nT ⋅ α 2 ; U q0 = 3 ⋅ BT ⋅ 1n 3
2
S U2 = 3 ⋅ i0*2 − p0*2 ⋅ nT2 ⋅ 1n = i0*2 − p0*2 ⋅ S nT ; U 1n 3
q0 = 0,02 2 − 0,00185 2 ⋅10 −6 ⋅ 1 ⋅10 6 = 15.787 k var; q s = 3 ⋅ X T ⋅ I12 = 3 ⋅ u sc*2 − p sc*2 ⋅ q sc =
U 12n 2 2 ⋅ α ⋅ I1n = α 2 ⋅ q sc ; S nT
qs ; α2
q sc = 0,06 2 − 0,012 2 ⋅1 ⋅ 10 6 = 58,787 k var; -
pierderi totale: pt = p + q ⋅ k e ;
ke – echivalentul energetic al puterii reactive ke=0,248 Pentru un transformator pierderile se pot scrie sub forma următoare care este de fapt expresia unei parabole
13
pt = p 0 + q 0 ⋅ k e + α 2 ⋅ ( p sc + k e ⋅ q sc ) ; pt = ( p 0 + q 0 ⋅ k e ) + ( p sc + k e ⋅ q sc ) ⋅
S2 ; 2 S nT
pt 2 = (1,85 + 16 ⋅ 0,248) + (12 + 0,248 ⋅ 58,787 ) ⋅ pt 2 = 6.788 + 26,579 ⋅
S2 ; 2 S nT
S2 ; 2 S nT
pt1 = 4.937 + 4.7316 ⋅ 10
pt 2 = 6.788 + 2.657 ⋅ 10
−5
−5
2 ⋅S ;
2 ⋅S ;
În cazul funcţionării în paralel a două transformatoare de puteri diferite, în ipoteza că sarcinile transformatoarelor se repartizează proporţional cu puterile nominale ale transformatoarelor, S1 S S + S2 S = 2 = 1 = S n1 S n 2 S n1 + S n 2 S n1 + S n 2 pierderile totale de putere activă vor avea expresia: pt = p 01 + p 02 + k e (q 01 + q 02 ) + + [ p sc1 + p sc 2 + k e (q sc1 + q sc 2 )]
S2 ( S n1 + S n 2 ) 2
respectiv pt 23 = m1 + m2 + [n1 (
S n1 S n2 ) 2 + n2 ( )2 ] S 2 S n1 + S n 2 S n1 + S n 2
pt 23 = 4.937 + 6.788 2 + [4.731 ⋅ 10
pt 23 = 11.725 + 2.046 ⋅ 10
−5
⋅S
− 5 630 2 − 5 1000 2 ( ) + 2.657 ⋅ 10 ( ) ] S2 1630 1630
2
S kVA PT1 kW PT2 kW
0 4.937 6.788
100 5.3 7.0
200 6.6 7.8
300 8.8 9.1
400 11.9 11.0
500 15.8 13.4
600 20.6 16.3
700 26.3 19.8
800 32.9 23.7
900 40.3 28.3
1000 48.6 33.3
1100 57.8 38.9
PT23 kW
11.725
11.9
12.5
13.5
14.9
16.8
19.0
21.7
24.7
28.2
32.1
36.4
S kVA
1200
1300
1400
1500
14
PT1 kW PT12 kW PT23 kW
67.8 45.0 41.1
78.8 51.7 46.2
90.6 58.8 51.7
103.3 66.5 57.6
116.8 74.8 64.0
140 120 100 PT1
80
PT2 60
PT23
40 20 0 0
500
1000
1500
2000
Dimensionarea liniei de alimentare, a postului de transformare în regim normal de funcţionare:
Fiecare transformator va avea nevoie de câte o linie de alimentare separată. Se vor utiliza linii electrice în cablu(LES) deoarece postul de transformare se află într-o zonă populată şi din motive de spaţiu, aspect şi alte considerente nu se pot folosi alte tipuri de linii electrice(de exemplu aeriene). Dimensionarea liniei de alimentare se va face la puterea nominală a transformatorului. Curentul ce trece prin LEC: S nT
1000 = 96.339 A 3 ⋅ U n1 3 ⋅6 unde: Un1 – tensiunea de fază din primarul transformatorului. I c = I1 =
=
Schema electrică simplificată dintre punctul de alimentare(PA) (PT) va fi:
15
Alegerea tipului conductei electrice: Din [1, pag.108,tab.3.13.] s-a ales un cablu de trifazat de aluminiu cu izolatie din PVC , avand sectiunea conductorului S = 3x95mm2 Determinarea secţiunii conductoarelor cablului: Condiţia de încălzire:
I c ≤ I adm
'
Din [1, pag.108, tab.3.13.] se aleg parametrii cablului corespunzători modului de pozare şi mediului în care acesta va fi pus, astfel:
I cadm = 225 A; S = 95mm 2
Acest tip de cablu are armatura de otel de oţel, va fi protejat pe fundul şanţului cu un strat de nisip de aproximativ 10cm. Corecţia curentului admisibil: '
I adm = k1 ⋅ k 2 ⋅ k 3 ⋅ I adm; Rezultă următorii coeficienţi de corecţie: k1-coeficient de corectie determina rezistenta specifica a solului - k1=0.93; din [1, pag.306, tab.24.39] k2-coeficient de corectie in functie de numarul de cabluri pozate 16
- k2=0.82; din [1, pag.307, tab.4.41] K3-coeficient de corectie in functie de temperatura solului - k3=0.93; din [1, pag.308, tab.4.42] S-a ţinut cont de faptul că temperatura maximă a conductorului nu trebuie să depăşească valoarea impusă de 70ºC şi temperatura mediului ambiant la nivelul cablului este de aproximativ 20ºC. Rezultă în final: '
I adm = 0.93 * 0.82 *1.06 * 225 = 181,88 A; Se pune condiţia: '
I adm > I c ⇒ S = 95mm 2
1) Condiţia de încălzire: I c ≤ I adm
'
'
I adm > I c ⇒ S = 95mm 2
Din condiţiile impuse mai sus rezultă că acest cablu este adecvat cerinţelor noastre. 2) Condiţia de pierderi de tensiune:
∆U % ≤ ∆U adm % = 5 R ⋅ P + X L ⋅Q ∆U = 100 ⋅ L ; U n2 unde: Un=6kV- tensiunea nominală din primarul transformatorului; RL,XL – rezistenţa, respectiv reactanţa pe fază a liniei; P,Q – puterea activă, respectiv reactivă transportată pe linie. Calculul rezistenţei şi reactanţei cablului se face cu următoarele relaţii :
RL = R0 ⋅ L; X L = X 0 ⋅ L; unde: R0,X0 – rezistenţa,respectiv reactanţa pe 1 km, în [Ω/km].
Din datele de proiectare avem că : L=4.1km; Din [1, pag.146, tab.3.36]avem :
R0 = 0,383Ω / km 17
rezultă că rezistenţa este egală cu : RL = 0.383 * 4.1 = 1.57Ω Din [1, pag.147. tab3.38] avem: Deci reactanţa lineică va fi egală cu:
X 0 = 0,093Ω / km. şi reactanţa totală a cablului este : X L = 0.093 ⋅ 4.1 = 0,3813Ω. Puterile activă şi reactivă a transformatorului calculate pentru
ϕ = ϕ neutral
P = S nT * cos ϕ = 1000 * 0.92 = 920kW ; Q = S nT * sin ϕ = 1000 ⋅ 0.3919 = 390kVAr. În final pierderile de tensiune vor fi: R ⋅ P + X L ⋅Q ∆U = 100 ⋅ L ; U n2 (1,57 * 920 + 0.3813 * 390) *10 ∆U = 100 ⋅
6 2 *10 3
Condiţia de pierderi de tensiune: ∆U % ≤ ∆U adm % = 5
18
3 = 4.424%
vor fi:
Dimensionarea căii de curent dintre secundarul transformatorului şi tabloul general Dimensionarea căi de curent dintre secundarul postului de transformare şi tabloul general. Deoarece sunt distanţe scurte se poate utiliza bare dreptunghilare din aluminiu pot fi montate în execuţie: -deschisă, barele nu sunt protejate, dar se amplasează la înălţimi inaccesibile; -acoperită, barele se introduc în canale de beton; -protejată, barele se introduc în canale din tablă de oţel, fontă sau tub PVC; -capsulă, barele se introduc în canale cu grad minim de protecţie. Se calculează cu relaţia: S nT 1050 I2 = Ic = = = 1517,3 A 3 ⋅U n2 3 ⋅ 0,4 Curentul nominal al barelor de 0,4 kV: IBare0,4=2*I1n=3034,6 A. Alegerea barelor rigide de 0.4kV se face din tabel (tabelul 5.4, pag.72 din PE 1114/93), ţinand cont de coeficientul de corecţie k2 ( coeficient care depinde de temperatură). In cazul nostru am ales k2=0,68, pentru temperatura q =35+15=50 °C ( se consideră temperatura barelor 50°C, din tabel se poate alege secţiunea barelor pentru temperatura de 35 °C). Conductorul care se va alege trebuie sa permită vehicularea unui curent de durată, egal cu: 3034,6 A. Din tabel (5.4 din PE 111-4/93) se găsesc următoarele soluţii posibile: Se alege soluţia cea mai economică (consum minim de material), conductor format dintr-un pachet de trei bare cu secţiunea dreptunghiulară 160x15, care in condiţiile din tabel admite in curent maxim de 4000 A Barele alese se verifică in funcţie de condiţiile de rezistenţa mecanică la scurtcircuit. Barele sunt alcătuite din cate 3 benzi de aluminiu cu secţiunea 160 x 15 mm fiecare. Distanţa dintre izolatoare in lungul benzii este de 675 mm, distanţa dintre faze 100 mm, iar distanţa dintre distanţiere de 450 mm. Valoarea de şoc a curentului de scurtcircuit este de 50,22 kA. Condiţia de pierderi de tensiune: Datorită faptului că lungimea barelor e foarte mică(5 – 6m), pierderile de tensiune sunt neglijabile, deci nu vor mai fi luate în calcul.
Calculul curenţilor de scurtcircuit: 19
Scurtcircuitul este legătura galvanică, accidentală sau voită printr-o impedanţă de valoare relativ redusă, intre două sau mai multe puncte ale unui circuit care, in regim normal, au tensiuni diferite. Curenţii de scurtcircuit apar in reţelele electrice in urma contactului intre conductoarele fazelor diferite sau intre conductoare şi pămant, printr-o impedanţă relativ mică, care in majoritatea cazurilor se consideră egală cu zero. Valoarea curentului de scurtcircuit depinde de : - puterea surselor care alimentează locul de scurtcircuit ; - distanţa electrică dintre surse şi locul de scurtcircuit, adică impedanţa elementelor circuitului electric cuprins intre surse şi locul de scurtcircuit ; - tipul scurtcircuitului ; - timpul scurs din momentul apariţiei scurtcircuitului ; Se deosebesc următoarele tipuri de scurtcircuit : - trifazat, in cazul contactului dintre cele trei faze ; - bifazat, in cazul contactului intre două faze, fără punere la pămant ; - bifazat, cu punere la pămant, in cazul contactului dintre două faze şi pămant ; - monofazat, in cazul contactului unei faze, prin pămant, cu neutrul sursei. Se vor calcula curenţii de scurtcircuit trifazaţi în punctul K1, în diferite situaţii: a). Curentul de scurtcircuit în punctul K1,
Schema echivalentă de secvenţă directă pentru calculul curentului de scurtcircuit în punctul K1 Parametrii cunoscuţi: -puterea de scurtcircuit pe barele de 6kV din PA Ssc=205MVA; -lungimea liniei L=4,1km, conductorul liniei fiind din 3x95mm2 , rezistenţa liniei r0=0.383 Ω/km, reactanţa liniei x0=0,093 Ω/km (conform tabelului din anexa 11, din PE 134/95); -factorul de tensiune c=9 pentru tensiuni nominale 6kV kV iar la 0,4 kV c=0.78 (conform tabelului 2 din pagina 84, din PE 134/95). Factorul de tensiune este raportul dintre tensiunea sursei echivalente şi tensiunea Un/√3. El are rolul unui factor de corecţie.
Se calculează impedanţa sistemului şi a liniei: -
impedanţa sistemului, a reţelei de alimentare:
20
U2 2 N XS = = 6 = 0,175Ω S 205 sc RS = 0,1 + 0,15 ⋅ X S = 0,1 + 0,15 ⋅ 0,175 = 0.126Ω Z S = RS2 + X S2 = 0,126 2 + 0,175 2 = 0,215Ω Se calculeaza impedanta liniei electrice subterane
RL = r0 ⋅ L = 0,383 ⋅ 4,1 = 1,57Ω X L = x0 ⋅ L = 0,093 ⋅ 4,1 = 0,369Ω Z L = RL2 + X L2 = 1,57 2 + 0,369 2 = 1,612Ω impedanţa totală până la effect: Z tot = 1,696 2 + 0,544 2 = 1,781Ω Se calculează curentul de scurtcircuit trifazat în punctual K1 I K1 =
c ⋅ U 1N 3⋅Z
tot
=
0,9 ⋅ 6 = 1,752kA 1,73 ⋅1,781
se calculează puterea aparentă în punctul K1 S K1 = 3 ⋅ U 1N ⋅ I K1 = 1,73 ⋅ 6 ⋅1,752 = 18,185MVA se calculează curentul de şoc I soc = χ ⋅ 2 ⋅ I K 1 χ - factorul de şoc=1,79; χ -coeficient de soc dpinzand de raportul dintre rezistenta R si reactanta X total de scurtcircuit I soc = 1,79 ⋅1,41 ⋅1,752 = 4,421kA
21
Curentul de scurtcircuit în punctul K1, când sunt în funcţiune ambele linii de 6 kV
Schema echivalentă de secvenţă directă pentru calculul curentului de scurtcircuit în punctul K1 - impedanţa totală până la efect:: Z tot = Z S +
Z L1 ⋅ Z L 2 Z L1 + Z L 2
Z L1 = Z L 2 Z tot = Z S +
ZL = 0,215 + 0,806 2
Z tot = 0,9112 + 0,359 2 = 0,979Ω Se calculează curentul de scurtcircuit trifazat în punctual K1 I K1 =
c ⋅ U 1N 3⋅Z
tot
=
0,9 ⋅ 6 = 3.188kA 1,73 ⋅ 0,979
se calculează puterea aparentă în punctul K1 S K1 = 3 ⋅ U 1N ⋅ I K1 = 1,73 ⋅ 6 ⋅ 3,188 = 33.091MVA se calculează curentul de şoc I soc = χ ⋅ 2 ⋅ I K 1
χ - factorul de şoc=1,79; χ -coeficient de soc depinzand de raportul dintre rezistenta R si reactanta X total de scurtcircuit I soc = 1,79 ⋅1,41 ⋅ 3,188 = 8,046kA
22
Verificarea la stabilitatea termică şi dinamică a liniei de alimentare a postului de transformare Condiţia de stabilitate termică a unui element din circuit este îndeplinită dacă secţiunea conductorului satisface condiţia: S ≥ I scmedp ⋅
t sc C
unde: S – secţiunea conductorului cablului, [mm2]; Iscmedp - valoarea medie pătratică a curentului de scurtcircuit [A]; tsc – timp de scurtcircuit, [s]; C – coeficient de stabilitate termică , C=104-cupru 70-aluminiu Verificarea LES: Curentul de scurtcircuit mediu este : I scmedp = I p1 = 1,752kA; Timpul de scurtcircuit este : t sc = t ap + t d ; unde: tap – timp de acţionare a protecţiei cu relee; td – timp de deconectare propriu al întreruptorului. Pentru timpul de acţionare a protecţiei se admite o valoare acoperitoare de tap1=0.3s, indicele ‚1’ însemnând că se referă la medie tensiune. Se alege un întreruptor de medie tensiune de tipul IUP-M 10-1000 cu timpul de deconectare de td1=0.07s. Datele tehnice ale acestui tip de întreruptor sunt date la alegerea aparatelor de comutaţie de medie tensiune Rezultă: t sc = 0,3 + 0,07 = 0,37 s Deci secţiunea conductorului trebuie să îndeplinească următoarea condiţie : 0,37 S ≥ 1,752 ⋅10 3 ⋅ = 15,224mm 2 70 Dar secţiunea conductorului aleasă anterior este de S=95mm2, deci este aleasa bine. 2)Verificarea barelor de medie tensiune Curentul de scurtcircuit mediu pătratic şi timpul de scurtcircuit :
23
I soc = I p 2 = 8,046kA; t sc = t ap 2 + t d 2 ; Se admite : t ap 2 = 0,2s
.
t d 2 = 0,3s rezultă timpul de scurtcircuit : t sc = 0,5s
Se impune aceeaşi condiţie ca la verificarea LEC : t sc
0,5 = 81,276mm 2 C 70 Barele sunt alcătuite din benzi de aluminiu cu secţiunea 160 x 15 mm fiecare, sectiunea din calcule e mai mica decat cele alese , deci barele sunt dimensionate coerspunzator S ≥ I soc ⋅
= 8,046 ⋅10 3 ⋅
Alegerea aparatelor de comutaţie de medie tensiune Echipamentul electric al unui post d transformare , trebuie sa fie ales incat sa satisfaca urmatoarele conditii: -parametrii nominali ai echipamentului sa corenspunda parametrilor locului in care se instaleaza . -sa reziste supratensiunilor si curentilor de scurtcircuit ce pot aparea in regiunile de avarie Curentii de scurtcircuit soicita elementului dpdv. mecanic si termic , solicitarea electrodinamica este detrminata de curentul de scurtcircuit de soc , iar solicitarea termica de valoarea curentului de scurtcircuit si durata lui. Verificarea echipamentului electric la solicitari mecanice , si termice in cazul curntilor de scurtcircuit se face prin compararea marimilor de calcul cu cele de incercare Intreruptoare Alegerea intreruptoarelor se face pe baza urmatoarelor conditii: -tensiune nominala Unt>Unretea -curentul nominal In>Ie Ie-curentul cerut Felul instalatiei -de interior -de exterior Posibilitate ca intreruptorul sa execute RAR -puterea de rupere a intreruptorului Sr>Sc -rezistenta la solicitatarea termica I1t>Iscn I1t -curentul limita termic pentru 1 secunda dat in kA Iscn -curentul mediu echivalent al scurtcircuitului Iscm = (m + n) ⋅ t [kA] m-coeficient ce tine seama de aportul componentei aperiodice a curentului n-coeficient ce tine seama de variatia de timp a valorii eficace 24
Avem urmatoarele date: -Un1=6kV -Isoc= 8,046kA Coform tabelului 3.14 din(1, pag. 110 ) s-a ales un intreruptor de tip IUP-M 10-1000 Caracteristici : -tensiunea nominala a intreruptorului [kA] 10(12) -curentul nominal [A] 1000 -curentul limita termic [kA] 30 -curentul limita dinamic [kA] 76,5 -putere de rupere in MVA la anumite tensiuni de service [10kV] 350MVA Timp total de inchidere [s] 0,16 Timp total de deschidere [s] 0,07 -masa uleiului [kg] 9 Alegerea separatoarelor Alegerea separatoarelor se face in baza urmatoarelor conditi: -tensiune nominala Us>Un ret. -cuentul nominal In>Ic Felul instalatiei poate fii: -interior -exterior Separatorul ales se verifica la stabilitate termica si electrodinamica in acelasi mod ca intreruptoarele Separatoarele sunt destinate sa se monteze in cellule prefabricate si instalatii electrice de medie tensiune Separatorul de sarcină a1, de tip STIS, are în plus şi rolul de întreruptor pentru curenţii nominali ai circuitului. Este echipat suplimentar cu cuţite de rupere şi o cameră de stingere a arcului electric din material gazogen, având o putere de rupere maximă de 7MVA. -curent nominal de serviciu incontinu 400A -valoarea de varf a curentului admisibil nominal (inclusive CLP-ul) 80Ka -curent admisibil de scurta durata nominal (inclusive CLP-ul) 31-5 kA Toate aceste aparate de comutatie vor fii puse in celule de interior Celule prefabricate de interior echipate cu întreruptoare cu comutaţie în vacuum DOMENUIL DE UTILIZARE
în posturile si staţiile electrice de distribuţie de 12 - 24 kV.
STANDARD DE REFERINŢĂ IEC-60298; IEC 60694.
25
CARACTERISTICI TEHNICE Tensiune nominală 12-24 kV Curent nominal 630-1250 A Frecvenţă 50 Hz Curent de rupere al întreruptorului 25 kA Curent de stabilitate termică 25 kAef Curent de stabilitate dinamică 63 kAmax Grad de protecţie IP - 3X
Alegerea aparatelor de măsurare pe medie tensiune. Transformatoarele de masura sunt aparate electromagnetice care transforma valorile curentului si tensiunii la valori convenabile , pentru alimentarea aparatelor de masura , de protectie si de reglare 100 volti si un current de 1 sau 5 amperi Transformatoarele se clasifica dupa mai multe criterii: 1 in functie de parametru a carei valoare o reduc -transformatoare de current (TC) a carei infasurare primara se conecteaza in serie cu circuitul primar , iar infasurarea secundara alimenteaza releele de current , ampermetrele , bobinele de current ale wattmetrelor , etc si curentul primar poate fii de :5 ,10 ,15 , 20 ,30 ,50 …..pana la 5000 amperi , iar puterile sunt de : 5 10 15 30 60 90 VA Transformatorul de current v-a fii de tipul CIRSo 12÷24 kV
CARACTERISTICI TEHNICE PRINCIPALE CIRSo 12 kV 12 5 sau 1 2 50 0,5/10P <10 >10
Tensiunea cea mai ridicată pentru echipament(kV) Curent nominal secundar(A) Număr de înfăşurări secundare Frecvenţă(Hz) Clasa de precizie măsură * /protecţie Factor de securitate (pentru măsură***) (FS) Factor limită de precizie (pentru protecţie)
-transformatoarele de tensiune (TT) a carei infasurare primara se conecteaza in paralel cu circuitul primar , iar infasurarea secundara alimenteaza releele de tensiune , voltmetrele ,etc tensiunea nominala din primar este egala cu tensiunile nomalizate de la noi din tara ,iar tensiunea secundara este egala cu 100/1,73 , iar puterile nominale sunt de 10 20 30 60 , pana la 1000 VA Transformatorul de current v-a fii de tipul CIRSo 12÷24 kV
26
CARACTERISTICI TEHNICE PRINCIPALE CIRSo 12 kV 12 5 sau 1 2 50 0,5/10P <10 >10
Tensiunea cea mai ridicată pentru echipament(kV) Curent nominal secundar(A) Număr de înfăşurări secundare Frecvenţă(Hz) Clasa de precizie măsură * /protecţie Factor de securitate (pentru măsură***) (FS) Factor limită de precizie (pentru protecţie)
Alegerea transformatoarelor de tensiune: Transformatoare de tensiune de 7,2÷24 kV TIRMi/TIRBi 7,2÷24 kV SIMBOLIZARE T
transformator de tensiune
I
pentru montaj interior
R
cu izolaţie în răşină
M
monopolare
B
bipolar
i
variante constructive
A, B, C gabarit
Ca si aparate de măsură : Se utilizează voltmetre, ampermetre, wattmetre şi contoare de energie activă şi reactivă. Aşa cum am menţionat la alegerea transformatoarelor de curent şi tensiune, ampermetrele voltmetrele şi wattmetrele sau alte aparate de măsură de precizie mai scăzută, vor fi montate pe înfăşurarea de clasă de precizie mai scăzută(în general 1) . Pe partea de medie tensiune, unde se face decontarea energiei electrice, contoarele de energie activă şi reactivă se vor monta după metoda celor 2 wattmetre la înfăşurările cu clasa de precizie de 0,5. Pe partea de joasă tensiune avem de măsurat trei tensiuni de linie şi trei de fază, însă nu se vor folosi 6 voltmetre, ci unul singur şi un comutator voltmetric CV.
27
Bibliografie:
Comşa, D. : Proiectarea instalaţiilor electrice industriale. Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983 2. Cilinghir, V. : Alimentarea cu energie electrică a întreprinderilor, vol I. Editura Universităţii „Transilvania” Braşov, 2001; 3. Cilinghir, V. : Alimentarea cu energie electrică a întreprinderilor, vol II. Editura Universităţii „Transilvania”, Braşov, 2002; 4. Pietrăreanu E. : Agenda electricianului. Editura Tehnică, Bucureşti, 1979; 5. ***** Normativ privind proiectarea şi executarea instalaţiilor electrice, la consumator, cu tensiuni până la 1000 V c.a si 1500 V c.c, I.7-98,Bucureşti 1.
28
