Projekat-postrojenja

ЕLЕKТRОТЕHNIČKI FАKULТЕТ UNIVЕRZIТЕТ ISТОČNО SАRАЈЕVO

IDEJNO RJEŠENJE PROJEKTNOG ZADATKA

Оdsјеk: Elektroenergetika Prеdmеt: Razvodna postrojenja Studеnt:

Меntоr:

Ernad Šabanović, 1186

Prоf. dr Ljubomir Gerić Istоčnо Sаrајеvо, april 2014.

Razvodna postrojenja

SАDRŽАЈ: 1

JEDNOPOLNA PRINCIPIJELNA ŠEMA ............................................................................... 1

2

DIMENZIONISANJE KABLOVA .......................................................................................... 3 2.1

Provjera kablova na termička naprezanja ........................................................................... 4

3

JEDNOPOLNA PRINCIPIJELNA ŠEMA RAZVODNOG POSTROJENJA ......................... 13

4

DIMENZIONISANJE SABIRNICA ...................................................................................... 14 4.1

Dimenzionisanje sabirnica S1 .......................................................................................... 14

4.2

Provjera sabirnica S1 na kratkotrajna termička naprezanja............................................... 16

4.3

Provjera na koronu .......................................................................................................... 21

5 IZRAČUNAVANJE STRUJE JEDNOPOLNOG KRATKOG SPOJA I DIMENZIONISANJE UZEMLJIVAČA ........................................................................................................................... 23

6

7

8

5.1

Struja jednopolnog kratkog spoja..................................................................................... 23

5.2

Dimenzionisanje uzemljivača .......................................................................................... 25

5.3

Potencijalna razlika dodira .............................................................................................. 27

5.4

Potencijalna razlika koraka .............................................................................................. 28

5.5

Otpor rasprostiranja mrežastog uzemljivača .................................................................... 29

POLJE DALEKOVODA ....................................................................................................... 31 6.1

Potpuna šema za polje dalekovoda .................................................................................. 31

6.2

Dispozicija dalekovodnog polja u dvije projekcije ........................................................... 32

IZBOR POSTOJEĆE OPREME ............................................................................................ 33 7.1

Izbor prekidača................................................................................................................ 33

7.2

Izbor rastavljača .............................................................................................................. 35

7.3

Izbor strujnih transformatora ........................................................................................... 35

7.3.1

Izbor strujnih transformatora za diferencijalnu zaštitu............................................... 35

7.3.2

Izbor strujnih transformatora za mjerenje i zaštitu .................................................... 36

7.4

Izbor naponskog mjernog transformatora (NMT) ............................................................ 38

7.5

Izbor odvodnika prenapona ............................................................................................. 39

LITERATURA ...................................................................................................................... 42

ii


iii


1 JEDNOPOLNA PRINCIPIJELNA ŠEMA Na slici 1.1 prikazana je jednopolna principijelna šema EES – a, svaki element posebno, sa naznačenim usvojenim vrijednostima:

Slika 1.1. Jednopolna principijelna šema EES – a

G1: U n = 15, 75 [ KV ] S n = 50 [ MVA] x " = 0, 24 x′ = 0,35 Ta = 0,13 [ s ]

T3: m = 220 /121[ KV ] S n = 75 [ MVA]

x = 0,11 r = 0, 005 sprega : Yy 0

Šabanović Ernad

T 1:

T2:

m = 15, 75 / 231[ KV ]

m = 220 / 400 [ KV ]

x = 0,1 r = 0, 005

x = 0,1 r = 0, 005

sprega : Dy5

sprega : Yy 0

S n = 50 [ MVA]

S n = 150 [ MVA]

V 1:

V2:

l1 = 70 [ km]

l2 = 80 [ km]

x1 = 0, 42 [ Ω / km]

x2 = 0, 42

r1 = 0,085 [ Ω / km] r0 = 0,32 x0 = 1, 20 S n = 300

[Ω / km] [Ω / km] [ MVA]

r2 = 0,085 [ Ω / km] r0 = 0,32 x0 = 1, 20 S n = 300

[ Ω / km] [Ω / km] [Ω / km] [ MVA] 1


V3:

V4:

l2 = 30 [ km]

l2 = 40 [ km]

r2 = 0,085 [ Ω / km ] x2 = 0, 42 r0 = 0,32 x0 = 1, 20 Sn = 300

[Ω / km] [Ω / km] [Ω / km] [ MVA]

Šabanović Ernad

r2 = 0,085 [ Ω / km ] x2 = 0, 42 r0 = 0,32 x0 = 1, 20 Sn = 300

[Ω / km] [Ω / km] [Ω / km] [ MVA]

Mreža1: U n = 400 [ KV ]

S " = 6500 [ MVA] S ' = 4800 [ MVA]

S0 = 4500 [ MVA] kud = 1, 6

2


2 DIMENZIONISANJE KABLOVA

Transformatori su na generatorske sabirnice povezani kablovima tipa XHP, i položeni su rov. Da bi odredili broj i presjek kablova potrebno je odrediti ukupno opterećenje veze transformator – generatorske sabirnice. Radna struja koja će proticati kroz kabl može se odrediti iz:

I nr =

SnT 1 3 *U n

=

50 = 1832.86 [ A] 3 *15.75

Iz tabele 1.4.3. strana 150. [1] odabran je kabl XHP sa bakarnim provodnicima presjeka mm2, čiji su parametari:

240

ITdt = 575 [ A]

ϑmax rT = 90 [°C ]

ϑmax KS = 250 [°C ]

U 0 / U = 12 / 20 [ kV ]

Proračunavanje tabličnih trajno dozvoljenih struja za uslove polaganja u betonski kanal koji su različiti od tabličnih vrši se prema sljedećoj relaciji:

Itd = n ⋅ k1 ⋅ k2 ⋅ k3 ⋅ k4 ⋅ ITdt gdje su :

n – broj potrebnih kablova, k1 – koeficijent koji zavisi od dubine polaganja kabla u rovu (uzima se iz tabele 1.4.7 strana 152 [1]), k2 – koeficijent koji zavisi od toplotnog otpora tla (uzima se iz tabele 1.4.8 strana 152 [1]),

k3 =

ϑtd − ϑa – koeficijent koji zavisi od temperature zemljišta (uzima se iz tabele 1.4.9 ϑtdT − ϑaT

strana 153 [1]), k4 – koeficijent koji zavisi broja kablovskih (trofaznih) sistema u istom rovu (uzima se iz tabele 1.4.10 strana 153 [1]), Kablovi će biti položeni u rov (u zemlji) na međusobnom rastojanju od 7 cm. Potreban broj kablova određuje se iterativno: n≥

I nr 1832,86 = = 3,18 , pa usvajamo n=3. I tdT 575

Iz tablica dobijamo k1 = k 2 = k 3 = 1 , i k 4 = 0, 75 . Sljedeće iteracije daju:

Šabanović Ernad

3


n≥

I nr 1832,86 = = 4, 25 , usvaja se n=4 ( k 4 = 0, 68 ), k 4 ⋅ I tdT 0, 75 ⋅ 575

n≥

I nr 1832,86 = = 4, 68 , usvaja se n=5 ( k 4 = 0, 64 ), k 4 ⋅ I tdT 0, 68 ⋅ 575

n≥

I nr 1832,86 = = 4,98 , usvaja se n=5. k 4 ⋅ I tdT 0, 64 ⋅ 575

Itd = n ⋅ k1 ⋅ k2 ⋅ k3 ⋅ k4 ⋅ I dtT = 5 ⋅1⋅1⋅1⋅ 0,64 ⋅ 575 = 1840[ A] > I nr = 1832,86 [ A] Odabrani broj kablova zadovoljava.

2.1 Provjera kablova na termička naprezanja

Najkritičnije mjesto kvara, za koje se ima najveća struja kvara je na samom početku kabla, odnosno na kablovskoj glavi bližoj generatorskim sabirnicama pa se vrši proračun za taj slučaj, koristeći odgovarajuće parametre zamjenske šeme, svedene na mjesto kvara (15,75 kV) (slika 2.1).

Slika 2.1. Prikaz najkritičnijeg mjesta kvara za kabl

Ekvivalentna šema sistema identična je i za subtranzijentni, tranzijentni i ustaljeni period kvara. Takođe, šema je identična i u slučaju kada se elementi predstavljaju preko njihovih reaktansi kao i preko njihovih otpornosti. Ekvivalentna zamjenska šema, sa parametrima svedenim na mjesto kvara, za proračun struje kvara, je data na slici 2.2. Prije nego se počne sa proračunima potrebno je izračunati ekvivalentne impedanse i otpornosti elemenata u šemi. Proračun se vrši na osnovu podataka datih u uvodnom dijelu izlaganja. Pri tome se sve reaktanse svode na naponski nivo 15,75 kV.

Šabanović Ernad

4

R v3

Xv

3


Slika 2.2. Prikaz najkritičnijeg mjesta kvara za kabl

Proračun parametara:

Generator G1: X G" 1 = x1" ⋅

2 U nG 15, 752 1 = 0, 24 ⋅ = 1,19 [ Ω ] S nG1 50

X G´ 1 = x1´ ⋅

2 U nG 15, 752 1 = 0,35 ⋅ = 1, 74 [ Ω ] S nG1 50

RG1 =

X G1" 1,19 = = 0, 029 [ Ω ] ω ⋅ TaG 2 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 0,13

Transformator T1: 2 U nT 15, 752 1 X T 1 = xT 1 ⋅ = 0,1⋅ = 0, 496 [ Ω ] S nT 1 50

RT 1 = rT 1 ⋅

2 U nT 15, 752 1 = 0,005 ⋅ = 0, 025 [ Ω] SnT 1 50

Vod V1: 2

 15, 75  X V 1 = xv1 ⋅ lv1 ⋅ m1 = 0, 42 ⋅ 70 ⋅   = 0,136 [ Ω ]  231  2

Šabanović Ernad

5


2

 15,57  RV 1 = rv1 ⋅ lv1 ⋅ m12 = 0, 085 ⋅ 70 ⋅   = 0, 0276 [ Ω ]  231 

Transformator T2: 2

XT 2

U2 2202  15,75  = xT 2 ⋅ nT 2 ⋅ m12 = 0,1⋅ ⋅  = 0,15 [ Ω] SnT 2 150  231  2

RT 2 = rT 2 ⋅

2 U nT 2202  15, 75  2 ⋅ m12 = 0, 005 ⋅ ⋅  = 0,0075 [ Ω] SnT 2 150  231 

Mreža 1: 2

2

2

2

U 2 4002  220   15,75  2 2 X m1 " = nm1 ⋅ ( m1 ) ⋅ ( m2 ) = ⋅  ⋅  = 0,0346 [ Ω] Snm1 " 6500  400   231  U nm12 4002  220   15, 75  2 2 X m1 ' = ⋅ ( m1 ) ⋅ ( m2 ) = ⋅  ⋅  = 0, 0469 [ Ω] Snm1 ' 4800  400   231  X 0 m1 =

U nm12 400 2  220  2 2 ⋅ ( m1 ) ⋅ ( m2 ) = ⋅  S 0 m1 4500  400  Tam1 =

Rm1 =

2

2

 15, 75  ⋅  = 0, 05 [ Ω ]  231 

−0.01 −0.01 = = 0, 0196 [ s ] ln ( kud 1 − 1) ln (1.6 − 1)

X m1 " 0, 0346 = = 0, 0056 [ Ω] ω ⋅ Tam1 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 0, 0196

Vod V2: 2

XV 2

 15, 75  = xv 2 ⋅ lv 2 ⋅ m1 = 0, 42 ⋅ 80 ⋅   = 0,156 [ Ω ]  231  2

2

 15,57  RV 2 = rv 2 ⋅ lv 2 ⋅ m12 = 0, 085 ⋅ 80 ⋅   = 0, 0316 [ Ω ]  231 

Vod V3: 2

XV 3

 15, 75  = xv 3 ⋅ lv 3 ⋅ m1 = 0, 42 ⋅ 30 ⋅   = 0, 059 [ Ω ]  231  2

2

 15,57  RV 3 = rv 3 ⋅ lv 3 ⋅ m12 = 0, 085 ⋅ 30 ⋅   = 0, 012 [ Ω ]  231 

Vod V4: 2

XV 4 Šabanović Ernad

 15, 75  = xv 4 ⋅ lv 4 ⋅ m1 = 0, 42 ⋅ 40 ⋅   = 0, 078 [ Ω ]  231  2

6


2

 15,57  RV 4 = rv 4 ⋅ lv 4 ⋅ m12 = 0, 085 ⋅ 40 ⋅   = 0, 016 [ Ω ]  231 

Transformator T3: 2

XT 3

2 U nT 2202  15, 75  2 3 = xT 3 ⋅ ⋅ m1 = 0,11 ⋅ ⋅  = 0,33 [ Ω] SnT 3 75  231 

2

U2 2202  15, 75  ⋅ RT 3 = rT 3 ⋅ nT 3 ⋅ m12 = 0, 005 ⋅  = 0,015 [ Ω] SnT 3 75  231  Sada uprošćavamo ekvivalentnu šemu, na taj način sto tražimo ekvivalentne parametre lijevo i desno od mjesta kvara. Slijede prije svega ekvivalentne veze pojedinačnih impedansi, generatora, transformatora i vodova: X G" 1e =

1 " 1 ⋅ X G1 = ⋅1,19 = 0, 595 [ Ω ] 2 2

X G´ 1e =

1 ´ 1 ⋅ X G1 = ⋅1, 74 = 0,87 [ Ω ] 2 2

RG1e =

1 1 ⋅ RG1 = ⋅ 0, 029 = 0, 0145 [ Ω ] 2 2

X T 1e =

1 1 ⋅ X T 1 = ⋅ 0, 496 = 0, 248 [ Ω ] 2 2

1 1 RT 1e = ⋅ RT 1 = ⋅ 0, 025 = 0, 0125 [ Ω] 2 2 X V 1e = RV 1e =

1 1 ⋅ X V 1 = ⋅ 0,136 = 0, 068 [ Ω ] 2 2

1 1 ⋅ RV 1 = ⋅ 0, 0276 = 0, 0138 [ Ω ] 2 2

1 1 X T 2e = ⋅ X T 2 = ⋅ 0,15 = 0,075 [ Ω] 2 2 1 1 RT 2 e = ⋅ RT 2 = ⋅ 0, 0075 = 0, 00375 [ Ω ] 2 2 X V 2e = RV 2 e =

1 1 ⋅ RV 2 = ⋅ 0, 0316 = 0, 0158 [ Ω ] 2 2

X V 4e =

Šabanović Ernad

1 1 ⋅ X V 2 = ⋅ 0,156 = 0, 078 [ Ω ] 2 2

1 1 ⋅ X V 4 = ⋅ 0, 078 = 0, 039 [ Ω ] 2 2

7


RV 4 e =

1 1 ⋅ RV 4 = ⋅ 0, 016 = 0, 008 [ Ω ] 2 2

1 1 X T 3e = ⋅ X T 3 = ⋅ 0,33 = 0,165 [ Ω ] 2 2 1 1 RT 3e = ⋅ RT 3 = ⋅ 0, 015 = 0, 0075 [ Ω] 2 2 Sada imamo sljedeću ekvivalentnu šemu koja je prikazana na slici 2.3.

Slika 2.3. Uprošćena zamjenska šema EES – a

U nastavku ćemo sada ekvivalentisati vodove 2, 3 i 4 i to sljedećom relacijom: X e = ( X v 2e + X v 4 e ) || X v 3 = (0, 078 + 0, 039) || 0, 059 = 0, 04 1 Re = ( Rv 2 e + Rv 4 e ) || Rv 3 = (0, 0158 + 0, 008) || 0, 012 = 0, 0079 Sada redno povezujemo prethodnu ekvivalentnu reaktansu i otpornost i transformator T3: X eT 3 = ( X e + X T 3e ) = 0, 04 + 0,165 = 0, 205 ReT 3 = ( Re + RT 3e ) = 0, 0079 + 0, 0075 = 0, 0154 Sada redno povezujemo ekvivalentnu impedansu transformatora T2 i impedansu mreže 1: X eT 2 " = ( X T 2 e + X m1 ") = 0, 075 + 0, 0346 = 0,1096 X eT 2 ' = ( X T 2 e + X m1 ') = 0, 075 + 0, 0469 = 0,1219

1

a || b =

a ⋅b a+b

Šabanović Ernad

8


ReT 2 = ( RT 2 e + Rm1 ) = 0, 00375 + 0, 0056 = 0, 00935 Kao posljednje ekvivalentiranje reaktanse i otpornosti sa desne strane kvara ćemo izvesti na sljedeći način: X D " = ( X eT 2 " || X eT 3 ) + X V 1e + X T 1e = (0,1096 || 0, 205) + 0, 068 + 0, 248 = 0, 0714 + 0, 316 = 0, 387 X D ' = ( X eT 2 ' || X eT 3 ) + X V 1e + X T 1e = (0,1219 || 0, 205) + 0, 068 + 0, 248 = 0, 076 + 0,316 = 0,392 RD = ( ReT 2 || ReT 3 ) + RV 1e + RT 1e = (0, 00935 || 0, 0154) + 0, 0138 + 0, 0125 = 0, 0058 + 0, 0263 = 0, 0321 Ekvivalentna reaktansa i otpornost sa lijeve strane mjesta kvara iznosi:

X L" = X G" 1e = 0,595 [ Ω] X L´ = X G´ 1e = 0,87 [ Ω] RL = RG1e = 0, 0145 [ Ω ] Na slici 2.4. je prikazana uprošćena šema EES sa po jednom reaktansom i otpornošću sa lijeve i desne strane od mjesta kvara.

Slika 2.4. Uprošćena zamjenska šema EES – a svedena na mjesto kavara

Da bi utvrdili da li je proračun samo sa reaktansama dovoljno tačan, provjeravamo da li važi uslov X '' ≥ 3 i sa lijeve i sa desne strane: R

X L′′ 0,595 = = 41 > 3 RL 0, 0145 X D′′ 0,387 = = 12 > 3 RD 0, 0321 S obzirom da su uvjeti zadovoljeni, struje kvara može biti izračunata uz zanemarenju realne otpornosti. Izračunaćemo struje kvara i sa lijeve i sa desne strane kvara. Za daljnji proračun uzimamo veću vrijednost struje, jer daje kritičnije uvjete.

Šabanović Ernad

9


I 0'' L =

Un

I 0'' D =

Un

3X 3X

'' L

'' D

=

15, 75 = 15, 28 [ kΑ ] 3 ⋅ 0,595

=

15, 75 3 ⋅ 0,387

= 23,5 [ kΑ ]

I L'' = 1,1I 0'' L = 1,1 ⋅15, 28 = 16,8 [ kΑ ]

I D'' = 1,1I 0'' D = 1,1 ⋅ 23,5 = 25,85 [ kΑ ] I L' = 1,15

Un

I D' = 1,15

Un

3X 3X

' L

' D

= 1,15 = 1,15

15, 75 3 ⋅ 0,87

= 12 [ kΑ]

15, 75 3 ⋅ 0,392

= 26, 7 [ kΑ ]

Imajući u vidu prethodne jednadžbe, daljnji proračun vršimo sa većom strujom, odnosno sa strujom koja na mjesto kvara dolazi s desne strane. Ekvivalentna aperiodična vremenska konstanta iznosi:

TaeD =

0,387 X D'' = = 0, 04 [ s ] ω RD 314 ⋅ 0, 0321

ti = 0,15 [ s ] Provjeravamo uslov:

2 2 ⋅ ti = ⋅ 0,15 = 0,1[s ] > TaeD = 0, 04 [s ] 3 3

Uslov je zadovoljen pa eksponencijalni član u izrazu za toplotni impuls zanemarujemo. Toplotni impuls struje kvara na mjestu kvara je: A = I 0′′D2 ⋅ TaeD + I D′ 2 ( ti + ∆t ) 2 A = 23, 52 ⋅ 0, 04 + 26, 7 2 ⋅ ( 0,15 + 0, 05 ) = 164, 67 ( kA ) ⋅ s   

NAPOMENA: uzeli smo ∆t = 0, 05 jer je kvar u blizini generatora, a nije poznato Td”. Na osnovu toplotnog impulsa odredićemo minimalni potrebni presjek kabla, koji ne bi bio oštećen strujom kvara. qmin = β A = 7 ⋅ 164, 67 = 90  mm 2  < q = 240  mm 2 

β – koeficijent adijabatskog zagrijavanja vodova. Koeficijent β je očitan iz tabele 1.2.9, strana 143. [1] i iznosi 8,22 za XHP bakarne kablove. Na osnovu izračunatog toplotnog impulsa određen je minimalni potrebni presjek kabla qmin = 90  mm 2  , koji ne bi bio oštećen strujom kvara. Zaključuje se da odabrani presjek od 240

mm2 zadovoljava.

Šabanović Ernad

10


Provjera koliko dugo mogu „izdržati“ položeni kablovi ako na jednom od njih dođe do kvara (prekida), vrši se na sljedeći način:

Opterećenje jednog kabla kada svi funkcionišu je: I1K =

I nr 1832,86 = = 366, 6 [ A ] n 5

a on je u stanju da podnese I td 1K =

I td 1840 = = 368 [ A ] n 5

što ostavlja izvjesnu rezervu. Ovako opterećeni kablovi zagrijaće se na temperaturi od: 2

ϑmax

2

 I   366, 6  =  1K  ⋅ ϑtd + ϑa =   ⋅ 70 + 20 = 89,5 [°C] < ϑmax rT = 90 [°C ]  368   I td 1K 

gdje je:

ϑtd = θtdT − ϑa = 90 − 20 = 70 [°C ] Ako ispadne jedan kabl, ostali kablovi biće opterećeni strujom I1′K =

I nr 1832,86 = = 458, 2 [ A ] n −1 4

pa će se svaki od njih zagrijati na temperaturu : 2

ϑ

' max

 I'   458, 2  =  1k  ⋅ ϑtd + ϑa =   ⋅ 70 + 20 = 128,5 [°C ]  368   I td 1k  2

što znači da sistem neće moći trajno da radi i pri ispadu jednog kabla.

U slučaju ispada dva kabla imali bi struju opterećenja od

I1"K =

I nr 1832,86 = = 611[ A] n−2 3

A temperatura na koju bi se kablovi zagrijali iznosila bi 2

ϑ

" max

 I"   611  =  1k  ⋅ ϑtd + ϑa =   ⋅ 70 + 20 = 213[°C ]  368   I td 1k  2

što je znatno veće od ϑtdT = 90 [°C ] , pa sistem ne može trajno da radi pri ispadu tri kabla. Međutim, zagrijavanje kablova možemo opisati relacijom:

Šabanović Ernad

11




−

t



ϑ '' ( t ) = ∆ϑ '' 1 − e T  + ∆ϑmax e max



−



t T

+ ϑa

Usvajajući da je T = 30[min] i ϑ ' ( t ) = ϑtdT = 90 [°C ] , možemo izračunati za koje vrijeme će se dostići trajno dozvoljena temperatura pri ispadu jednog kabla.



−

t



ϑ '' ( t ) = ∆ϑ '' 1 − e T  + ∆ϑmax e max





−

t T

−t

−t

+ ϑa = (128,5 − 20)(1 − e 30 ) + (89,5 − 20)e 30 + 20

 90 − 128, 5  t = −30 ⋅ ln    89, 5 − 128,5 

t = 0, 4 [ min ]

Šabanović Ernad

12


3 JEDNOPOLNA PRINCIPIJELNA ŠEMA RAZVODNOG POSTROJENJA Razvodno postrojenje (E1) obuhvata površinu od 100 100 . Sabirnice S1 se sastoje od jedne glavne i jedne pomoćne sabirnice. Kvarovi se isključuju za 0.15 s. Jednopolna šema sa naznakom komutacionih aparata je prikazana na slici 3.1.

Slika 3.1. Uprošćena jednopolna šema razvodnog postrojenja (samo sa komutacionim aparatima) sa jednim sistemom glavnih i jednim sistemom pomoćnih sabirnica

Šabanović Ernad

13


4 DIMENZIONISANJE SABIRNICA

Sabirnice povezuju vodove koji dovode energiju sa vodovima koji odvode energiju. Izvode se od ne izolovanih bakarnih ili aluminijskih provodnika. Za razvodno postrojenje do 35[kV] koriste se okrugli, pljosnati ili “U” profili. Za naponske nivoe 110 [kV] i preko koriste se užad. Za razvodno postrojenje napona 231 [kV] koristićemo sabirničku užad. Da bi odredili struju sabirnice treba nam raspored polja po sabirnicama. Glavne sabirnice se biraju prema najopterećenijoj dionici. Iz praktičnih razloga i pomoćne se dimenzionišu kao glavne.

4.1 Dimenzionisanje sabirnica S1 Raspored tokova snaga po sabirnicama S1 je dat na slici 4.1.1.

Slika 4.1.1. Raspodjela tokova snaga po sabirnicama, uz napomenu da brojevi označavaju maksimalne moguće, a ne jednovremene snage

Šabanović Ernad

14


Maksimalno opterećenje dionica prema slici 4.1 je Smax=50 [MVA]. Maksimalna radna struja je:

I mr =

Smax 50 = = 125 [ A] 3 ⋅U n 3 ⋅ 231

Trajno dozvoljena struja za mjesto i uslove ugradnje je: I td = k1 * k 2 * k 3 * I tdT Kao sabirnice u postrojenjima naponskog nivoa 231 kV koriste se sabirnička užad. Odabir preseka užeta vrši se na osnovu Imr. Iz tabele 1.3.1. strana 147. [1] biramo uže: • • • •

Al/Č užad naznačenog presjeka 35/6 [mm2], spoljašnji prečnik užeta Ds = 8,1 mm, odnos presjeka Al/Č = 6, podužna masa 0,140 kg/m,

ostali tablični podaci su:

I tdT = 145 [ Α ]

ϑaT = 40  0 C  ϑtdT = 80  0 C  Korekcioni koeficijent postavljanja izolatora i koeficijent hlađenja za sabirničku užad iznose k1=k2=1. Usvaja se temperatura ambijenta θ a = 40 o C , trajno dozvoljena temperaturu θ td = 70 o C , a koeficijent k 3 izračunava se pomoću izraza:

k3 =

ϑtd − ϑa 70 − 40 = = 0,866 80 − 40 ϑtdT − ϑaT

Uslov: I tdT =

I mr 125 = = 144 [ A ] < 145 [ A ] k1 ⋅ k 2 ⋅ k 3 1 ⋅1 ⋅ 0,866

Itd = k3 ⋅ ItdT = 0,866 ⋅145 = 125,57 [ A] > I m r = 125 [ A] Pošto je uslov zadovoljen, odabraćemo uže Al/Č naznačenog presjeka 35/6 mm2.

Šabanović Ernad

15


4.2 Provjera sabirnica S1 na kratkotrajna termička naprezanja Minimalni dozvoljeni presjek u slučaju kvara je:

qmin = β ⋅ k s ⋅ A Za odabrano uže i na osnovu podataka iz tabele 1.2.9. strana 143. [1] uzimamo da je β = 13, 5 , a koeficijent skin efekta za sabirnice u vidu užadi je k s ≈ 1 .Potrebno je još izračunati toplotni impuls

R

v3

Xv 3

struje kvara za kvar na sabirnicama S1.

Slika 4.2.1. Jednopolna šema za proračun termičkog naprezanja užeta pri kratkom spoju

Pošto su sabirnice koje dimenzionišemo, na naponskom nivou 231 [KV ] ,potrebno je sve elemente principijelne šeme svesti na taj nivo.

Generator G1: 2

X

" G1

2 U nG 15, 752  231  2 1 =x ⋅ ⋅ ( m1 ) = 0, 24 ⋅ ⋅ = 256,13[ Ω] S nG1 50  15, 75  " 1

2

X G´ 1 = x1´ ⋅

2 U nG 15, 752  231  2 1 ⋅ ( m1 ) = 0,35 ⋅ ⋅ = 373,53[ Ω] S nG1 50  15,75 

RG1 =

X G1" 256,13 = = 6, 27 [ Ω ] ω ⋅ TaG 2 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 0,13

Transformator T1: X T 1 = xT 1 ⋅ Šabanović Ernad

2 U nT 2312 1 = 0,1⋅ = 106, 7 [ Ω ] S nT 1 50

16


RT 1 = rT 1 ⋅

2 U nT 2312 1 = 0, 005 ⋅ = 5,34 [ Ω] SnT 1 50

Vod V1:

X V 1 = xv1 ⋅ lv1 = 0, 42 ⋅ 70 = 29, 4 [ Ω] RV 1 = rv1 ⋅ lv1 = 0, 085 ⋅ 70 = 5,95 [ Ω ]

Transformator T2: X T 2 = xT 2 ⋅

RT 2 = rT 2 ⋅

2 U nT 2202 2 = 0,1 ⋅ = 32, 27 [ Ω ] SnT 2 150

2 U nT 2202 2 = 0, 005 ⋅ = 1, 6 [ Ω] SnT 2 150

Mreža 1: 2

X m1 " =

U nm12 4002  220  2 ⋅ ( m2 ) = ⋅  = 7, 45 [ Ω ] S nm1 " 6500  400 

X m1 ' =

U nm12 4002  220  2 ⋅ ( m2 ) = ⋅  = 10,1[ Ω] S nm1 ' 4800  400 

2

2

X 0 m1 =

U nm12 400  220  2 ⋅ ( m2 ) = ⋅  = 10,76 [ Ω] S 0 m1 4500  400 

Tam1 =

Rm1 =

−0.01 −0.01 = = 0, 0196 [ s ] ln ( kud 1 − 1) ln (1.6 − 1)

X m1 " 7, 45 = = 1, 2 [ Ω] ω ⋅ Tam1 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 0,0196

Vod V2: X V 2 = xv 2 ⋅ lv 2 = 0, 42 ⋅ 80 = 33, 6 [ Ω ]

RV 2 = rv 2 ⋅ lv 2 = 0, 085 ⋅ 80 = 6,8 [ Ω ]

Vod V3: X V 3 = xv 3 ⋅ lv 3 = 0, 42 ⋅ 30 = 12, 6 [ Ω ]

RV 3 = rv 3 ⋅ lv 3 = 0, 085 ⋅ 30 = 2,55 [ Ω ]

Šabanović Ernad

17


Vod V4: X V 4 = xv 4 ⋅ lv 4 = 0, 42 ⋅ 40 = 16,8 [ Ω ]

RV 4 = rv 4 ⋅ lv 4 = 0, 085 ⋅ 40 = 3, 4 [ Ω ]

Transformator T3: XT3

2 U nT 2202 3 = xT 3 ⋅ = 0,11 ⋅ = 71[ Ω ] 75 S nT 3

RT 3 = rT 3 ⋅

2 U nT 2202 3 = 0, 005 ⋅ = 3, 23[ Ω] SnT 3 75

Sada uprošćavamo ekvivalentnu šemu, na taj način sto tražimo ekvivalentne parametre lijevo i desno od mjesta kvara. Slijede prije svega ekvivalentne veze pojedinačnih impedansi, generatora, transformatora i vodova: X G" 1e =

1 " 1 ⋅ X G1 = ⋅ 256,13 = 128,1[ Ω ] 2 2

X G´ 1e =

1 ´ 1 ⋅ X G1 = ⋅ 373,53 = 186,8 [ Ω ] 2 2

RG1e = X T 1e =

1 1 ⋅ RG1 = ⋅ 6, 27 = 3,14 [ Ω ] 2 2

1 1 ⋅ X T 1 = ⋅106, 7 = 53, 35 [ Ω ] 2 2

1 1 RT 1e = ⋅ RT 1 = ⋅ 5,34 = 2,67 [ Ω] 2 2 X V 1e =

1 1 ⋅ X V 1 = ⋅ 29, 4 = 14, 7 [ Ω ] 2 2

1 1 RV 1e = ⋅ RV 1 = ⋅ 5,95 = 2,98 [ Ω ] 2 2

1 1 X T 2e = ⋅ X T 2 = ⋅ 32, 27 = 16,14 [ Ω] 2 2 1 1 RT 2e = ⋅ RT 2 = ⋅1, 6 = 0,8 [ Ω] 2 2 X V 2e =

1 1 ⋅ X V 2 = ⋅ 33, 6 = 16,8 [ Ω ] 2 2

RV 2 e =

Šabanović Ernad

1 1 ⋅ RV 2 = ⋅ 6,8 = 3, 4 [ Ω ] 2 2

18


X V 4e = RV 4 e =

1 1 ⋅ X V 4 = ⋅16,8 = 8, 4 [ Ω ] 2 2 1 1 ⋅ RV 4 = ⋅ 3, 4 = 1, 7 [ Ω ] 2 2

1 1 X T 3e = ⋅ X T 3 = ⋅ 71 = 35,5 [ Ω] 2 2 1 1 RT 3e = ⋅ RT 3 = ⋅ 3, 23 = 1, 62 [ Ω] 2 2 Sada imamo sljedeću ekvivalentnu šemu koja je prikazana na slici 4.2.2. X''dG1e(X'dG1e) RG1e

XT1e

RT1e

Xv1e

Rv1e

Xv2e

E''(E')

Rv2e

Xv4e

RT2e

R v3

Xv

3

XT2e

Rv4e

XT3e Xm'(Xm'') RT3e Rm

Slika 4.2.2. Uprošćena zamjenska šema EES – a

U nastavku ćemo sada ekvivalentisati vodove 2, 3 i 4 i to sljedećom relacijom: X e = ( X v 2e + X v 4e ) || X v 3 = (16,8 + 8, 4) ||12, 6 = 8, 4 Re = ( Rv 2e + Rv 4 e ) || Rv 3 = (3, 4 + 1, 7) || 2,55 = 1, 7 Sada redno povezujemo prethodnu ekvivalentnu reaktansu i otpornost i transformator T3: X eT 3 = ( X e + X T 3e ) = 8, 4 + 35, 5 = 43,9 ReT 3 = ( Re + RT 3e ) = 1, 7 + 1, 62 = 3,32 Sada redno povezujemo ekvivalentnu impedansu transformatora T2 i impedansu mreže 1: X eT 2 " = ( X T 2 e + X m1 ") = 16,14 + 7, 45 = 23,59 X eT 2 ' = ( X T 2e + X m1 ') = 16,14 + 10,1 = 26, 24 Šabanović Ernad

19


ReT 2 = ( RT 2e + Rm1 ) = 0,8 + 1, 2 = 2 Kao posljednje ekvivalentiranje reaktanse i otpornosti sa desne strane kvara ćemo izvesti na sljedeći način: X D " = ( X eT 2 " || X eT 3 ) + X V 1e = (23,59 || 43,9) + 14, 7 = 15,35 + 14, 7 = 30,1 X D ' = ( X eT 2 ' || X eT 3 ) + X V 1e = (26, 24 || 43,9) + 14, 7 = 16, 42 + 14, 7 = 31,12 RD = ( ReT 2 || ReT 3 ) + RV 1e = (2 || 3,32) + 2,98 = 1, 25 + 2, 98 = 4, 23 Ekvivalentna reaktansa i otpornost sa lijeve strane mjesta kvara iznosi:

X L" = X G" 1e + X T 1e = 128,1 + 53,35 = 181, 45 [ Ω] X L´ = X G´ 1e + X T 1e = 186,8 + 53,35 = 240,15 [ Ω] RL = RG1e + RT 1e = 3,14 + 2, 67 = 5,81[ Ω] Na slici 4.2.3. je prikazana uprošćena šema EES sa po jednom reaktansom i otpornošću sa lijeve i desne strane od mjesta kvara.

Slika 4.2.3. Uprošćena zamjenska šema EES – a svedena na mjesto kavara

Ekvivalentna impedansa na mjestu kvara iznosi:

X E" = X L'' || X D'' = 181, 45 || 30,1 = 25,82 [ Ω] X E' = X L' || X D' = 240,15 || 31,12 = 27,55 [ Ω] RE = RL || RD = 5,81|| 4, 23 = 2, 45 [ Ω] Da bi utvrdili da li je proračun samo sa reaktansama dovoljno tačan, provjeravamo da li važi uslov X '' ≥ 3: R X E'' 25,82 = = 10,54 > 3 RE 2, 45

Pošto su uslovi zadovoljeni, struju kvara možemo računati uz zanemarenje aktivnih otpornosti. Šabanović Ernad

20


I 0" =

Un

3⋅ X

" E

=

231 = 5,17 [ kA] 3 ⋅ 25,82

I " = 1,1 ⋅ I 0" = 1,1 ⋅ 5,17 = 5, 69 [ kA]

I' =

1,15 ⋅U n 1,15 ⋅ 231 = = 5,57 [ kA] 3 ⋅ X E' 3 ⋅ 27,55

Tae =

X E" 25,82 = = 0, 034 [ s ] ω ⋅ RE 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 2, 45

ti = 0,15 [s ] Provjeravamo uslov: 2 2 ⋅ ti = ⋅ 0,15 = 0,1[s ] > Tae = 0, 034 [s ] 3 3 Uslov je zadovoljen pa eksponencijalni član u izrazu za toplotni impuls zanemarujemo. Toplotni impuls struje kvara na mjestu kvara je:

A = I 0′′2 ⋅ Tae + I ′2 ( ti + ∆t ) ∆t = 0 – jer je kvar daleko od generator 2 A = 5,172 ⋅ 0, 034 + 5,57 2 ⋅ ( 0,15 + 0 ) = 5,56 ( kA ) ⋅ s   

Na osnovu toplotnog impulsa odredićemo minimalni potrebni presjek užeta, koji ne bi bio oštećen strujom kvara. qmin = β A = 13,5 ⋅ 5,56 = 31,83  mm 2  < q = 35  mm 2 

Zaključujemo da odabrani presjek od 35 mm2 zadovoljava po pitanju kratkotrajnih termičkih naprezanja.

4.3 Provjera na koronu Potreban minimalni presjek užeta da se na sabirnicama ne bi pojavila korona određuje se na sledeći način: d min =

U n 231 2 = = 25, 67 [ mm] 9 9

Zaključujemo da užaste sabirnice ne zadovoljavaju na koronu, pa se moraju izabrati nove sabrirnice. Sabirnice su birane prema tabeli 1.3.1, strana 147 [1] i imaju sljedeće karakteristike:

Al/Č užad naznačenog presjeka 435/55 [mm2], spoljašnji prečnik užeta Ds = 28.8 mm, odnos presjeka Al/Č = 7.9, Šabanović Ernad

21


podužna masa 1.653 kg/m, trajno dozvoljeno opterećenje za spoljnu montažu I tdT = 900 [ Α ] temperatura ambijenta θ aT = 40  0 C  trajna dozvoljena temperatura θ tdT = 80  0 C  Provjeravaju se uslovi:

d = 28.8 [ mm] ≥ dmin ≈ 2

U ns 231 2 = = 25.67 [ mm] 9 9

I td = k1 ⋅ k2 ⋅ k3 ⋅ I tdT = 1⋅1⋅ 0,866 ⋅ 900 = 779, 4 [ A] > I mr = 125 qmin = β A = 13,5 ⋅ 5,56 = 31,83  mm 2  < q = 435  mm 2 

Izborom novih sabirnica zadovoljeni su uslovi za minimalan presjek radi sprješavanja korone, ali i uslovi za kratkotrajno termičko naprezanje, kao što se vidi iz prethodnih izraza.

Šabanović Ernad

22


5 IZRAČUNAVANJE STRUJE JEDNOPOLNOG KRATKOG SPOJA I DIMENZIONISANJE UZEMLJIVAČA 5.1 Struja jednopolnog kratkog spoja Da bi izračunali struju jednopolnog kratkog spoja na mjestu kvara, potrebno je za dati EES nacrtati ekvivalentne zamjenske šeme direktnog, inverznog i nultog redoslijeda. Pošto u projektnom zadatku nije naglašeno koji su transformatori uzemljeni u zvjezdištu, usvojiće se da se transformator T1, sprege Dy5, uzemljava u zvjezdištu i da se transformator T2, sprege Yy0, uzemljava u zvjezdištu na strani napona 220 kV, slika 5.1.1. Proračun struje jednopolnog kratkog spoja na 231 kV sabirnicama razvodnog postrojenja se vrši na osnovu reaktansi direktnog, inverznog i nultog redosljeda u subtranzijentnom period.

Slika 5.1.1. Sprege transformatora u EES

Šema direktnog i inverznog redoslijeda su identične i izgledaju kao na slici 5.1.2.

Šabanović Ernad

23


X''dG1e(X'dG1e) RG1e

XT1e

RT1e

Xv1e

Rv1e

Xv2e

E''(E')

Rv2e

Xv4e

RT2e

R v3

Xv 3

XT2e

Rv4e

XT3e Xm'(Xm'') RT3e Rm

Slika 5.2.1. Ekvivalentna zamjenska šema direktnog i inverznog redoslijeda

Svi parametri su svedeni na 231 kV stranu, stoga ćemo koristiti raniji proračun parametara, gdje je:

X de" = X E" = 25,82 [ Ω ] X ie" = X de" = 25,82 [ Ω ]

Pri izradi ekvivalentne šeme nultog redoslijeda mora se povesti računa i o spregama transformatora koji se nalaze u datom EES – u, pa tako sprega namotaja transformatora u trougao predstavlja beskonačnu impedansu za nultu komponentu struje. Osim toga imamo i slučaj kod transformatora T2 spregu zvjezda sa uzemljenim zvjezdištem i bez što predstavlja beskonačnu impedansu za spregu na strani mreže, kao što se vidi na slici 5.2.1. Šema nultog redosljeda je prekazana na slici 5.2.2.

Slika 5.2.2. Ekvivalentna zamjenska šema nultog redoslijeda

Šabanović Ernad

24


U nastavku ćemo izvršiti proračune nulte šeme sa slike 5.2.2. 2

X T 2 eo =

1 U2 1 220 xT 2 ⋅ n = 0,1 ⋅ = 16,14 [ Ω ] 2 S nT 2 2 150

1 1 xoV 1 ⋅ l0V 1 = 1, 2 ⋅ 70 = 42 [ Ω ] 2 2 2 U 1 1 2312 = xT 1 ⋅ n = 0,1 ⋅ = 53,35 [ Ω ] 2 S nT 1 2 50

X V 1eo = X T 1eo

X 0 e = ( X T 2 e 0 + X V 1eo ) || X T 1eo X 0 e = (16,14 + 42 ) || 53,35 X 0 e = 27,82 [ Ω ] Struja jednopolnog kratkog spoja je:

I KS =

3 ⋅U f X de + X ie + X 0e

231 3 = = 5, 04 [ kA] 25,82 + 25,82 + 27,82 3⋅

5.2 Dimenzionisanje uzemljivača Površina zadatog razvodnog postrojenja je 100 x 100 m2. Uzemljivač se nalazi u dvoslojnom tlu čije su specifične otpornosti ρ1 = 100 [ Ωm ] , ρ 2 = 20 [ Ωm ] , H = 8 [ m ] , ti = 0.15 [ s ] . Na osnovu dozvoljenih vrijednosti napona dodira i napona koraka u postrojenju (tabela 6.1 strana 175 [1]). U doz =

75 75 = = 500 [V ] ti 0.15

mogu se izračunati potencijalne razlike dodira i koraka koje iznose: Edd = U doz × (1 + 1, 5 × ρ1 × 10 −3 ) = 500 × (1 + 1, 5 × 100 × 10 −3 ) = 575 [V ] Edk = U doz × (1 + 6 × ρ1 × 10 −3 ) = 500 × (1 + 6 × 100 × 10 −3 ) = 800 [V ]

Projektovaćemo horizontalnu mrežu srednje gustine

(k d

≈ 1,2 ) , za koju je ukupna dužina

uzemljivačkog provodnika: Lmin ≥

Šabanović Ernad

kd ⋅ ρ1 ⋅ I KS 1, 2 ⋅180 ⋅ 5, 04 ⋅103 = = 1893, 29 [ m ] Edd 575

25


1893, 29 = 18, 93 ≈ 20traka 100

sa slijedećom geometrijom:

na = 10 , nb = 10 , N = (na − 1) × (nb − 1) = 9 × 9 = 81(broj okaca) Ukupna dužina uzemljivača iznosi: L = na * b + nb * a = 10 *100 + 10 *100 = 2000 [ m ]

Širina okaca po pravcu a i b je jednaka i iznosi: Da = Db =

a 100 = = 11,11[ m ] na − 1 10 − 1

Provodnik za uzemljenje je pocinkovana čelična traka (Fe/Zn) presjeka 40 x 5 [mm]². Položena je na dubinu h=0,8m. Na slici 5.2.1. prikazan je horizontalni mrežasti uzemljivač:

Slika 5.2.1. Skica uzemljivača postrojenja

Šabanović Ernad

26


5.3 Potencijalna razlika dodira Određuje se na osnovu struje kroz uzemljivač, a prema relaciji:

Ed = Cm ⋅ kd ⋅ ρ1 ⋅

I L

gdje su: y

•

ρ  Cm =  2  - korekcioni faktor za svođenje dvoslojnog na homogeno tlo.  ρ1  L = Lh – ukupna dužina svih provodnika uzemljivača,

•

kd = kim ⋅ km – koeficijent napona dodira,

•

kim = 0, 656 + 0,172 ⋅ n – faktor neravnomjernosti raspodjele struja

•

n – broj paralelnih provodnika u jednom pravcu

•

n = na ⋅ nb – za proračun E d ,

•

•

n = max{n a , nb } – za proračun E k n = 10 ⋅10 = 10 K im = 0, 656 + 0,172 ⋅10 = 2, 376

km – koeficijent umreženja

1 km = 2π

  1  D 2 ( D + 2 ⋅ h )2   kg 8 + − h  + ⋅ ln  ln     2⋅ D π ( 2n − 1)  1+ h   4 ⋅ d h  4 ⋅ h    D = 11,11[ m ]

kg =

1

(2n )2 n kg =

dh =

– za mrežaste uzemljivače bez štapova

1

2 ⋅ ( a ' + b' )

π

1

=

( 2 ⋅10 ) 10 ( 20 ) 2

=

0,2

=

1 = 0,55 1,82

2 ⋅ ( 40 + 5 ) ⋅10−3

π

= 28, 65 ⋅10−3 [ m ]

    11,112 (11,11 + 2 ⋅ 0.8 )2  1 0,55 8  + − 0,8 + ⋅ ln   ln   −3   2 ⋅11,11 π ( 2 ⋅10 − 1)  1 + 0.8   4 ⋅ 28, 65 ⋅10  4 ⋅ 0.8    km = 0,82 1 km = 2π

kd = kim ⋅ km = 2, 376 ⋅ 0,82 = 1,95 Za ρ2 < ρ1 ⇒ Šabanović Ernad

27


H 6 8 y = 0, 042 ⋅ log ( 3, 53 ⋅ 8 ) ⋅ log 2 81 − 0,5 ⋅ log ⇒ y = 0.16 6 y = 0, 042 ⋅ log ( 3, 53 ⋅ H ) ⋅ log 2 N − 0,5 ⋅ log

 20  Cm =    100 

Ed = 0.77 ⋅100 ⋅1, 95 ⋅

0,16

= 0, 77

5, 04 ×103 = 378, 4 [V ] < Edd = 575 V 2000

Kako je prethodni rezultat manji od potencijalne razlike dodira, koja iznosi 575 V to znači da je uzemljivač dobro izabran. Pored toga možemo i izračunati odnosno ispitati napon dodira na osnovu prethodnog dobivenog rezultata: Ud =

Ed 378, 4 = = 329 [V ] < U doz = 500 [V ] −3 1 + 1, 5 ρ1 ⋅10 1 + 1,5 ⋅100 ⋅10−3

što zadovoljava.

5.4 Potencijalna razlika koraka Najveća potencijalna razlika koraka u ovom postrojenju se računa prema sledećoj formuli:

Ek = Cs ⋅ kk ⋅ ρ1 ⋅

I KS L

gdje su: •

kk = kis ⋅ k s – koeficijent napona koraka

•

kis = 0,94 + 0, 047 ⋅ n

•

n = max {na , nb } = max {10,10} = 10

•

kis = 0,94 + 0, 047 ⋅10 = 1, 41

•

1 1 1 W + +   π  2⋅h D + h D  n −1 gdje je W = 0,5 + 0, 9 ⋅ ln ⇒ W = 1,854 2

•

ks =

ks =

1 1 1 1,854  + + = 0, 28  π  2 ⋅ 0,8 11,11 + 0,8 11,11  kk = kis ⋅ k s = 1, 41 ⋅ 0, 28 = 0, 395

Korekcioni faktor svođenja dvoslojnog na homogeno tlo je u slučaju napona koraka:

Šabanović Ernad

28


Cs = 1 + 0, 7 ⋅ log Ek = 0, 51 ⋅100 ⋅ 0,395 ⋅

ρ2 20 = 1 + 0, 7 ⋅ log = 0.51 ρ1 100

5, 04 ⋅103 = 50, 77 [V ] < Edk = 800 V 2000

Napon koraka za iskorak sa uzemljivača iznosi:

Uk =

Ek

1 + 6 ⋅ ρ1 ⋅10

−3

=

50, 77 = 31,73[V ] 1 + 6 ⋅100 ⋅10−3

U k = 31, 73[V ] < U doz = 500 [V ] Ovaj uzemljivač je dobro projektovan u odnosu na napon koraka.

5.5 Otpor rasprostiranja mrežastog uzemljivača Otpor rasprostiranja horizontalnog mrežastog uzemljivača računa se pomoću Švarcove formule, s tim što parametar h’ predstavlja fiktivnu dubinu,a koeficijenti k1 i k2 se biraju na osnovu dva parametra: odnosa dubine ukopavanja i kvadratnog korena površine uzemljivača i odnosa dužine i širine uzemljivača. Otpor rasprostiranja horizontalnog mrežastog uzemljivača računa se kao:

Rh = Cg ⋅ Rhom ρ  Cg =  2   ρ1 

x

 44 ⋅ N ⋅ S   44 ⋅ 81 ⋅ 100 ⋅100  x = 0.14 ⋅ log10   = 0.14 ⋅ log10   = 0.52 2 H 82     x

 ρ   20  Cg =  2  =    ρ1   100 

0.52

Rhom =

= 0.43

ρ1  2 ⋅ Lh

L  ln + k1 h − k2   h' π ⋅ Lh  S 

h ' = d h ⋅ h = 28, 65 ⋅10−3 ⋅ 0,8 = 0.15 [ m] Koeficijenti k1 i k2 se dobijaju se sa slike P.10, strana 175 [1] prema izrazima: h 0.8 = = 0.008 ≈ 0 S 100 ×100 a 100 = =1 b 100

Šabanović Ernad

29


⇒ k1 = 1.38 ⇒ k2 = 5.61

Rhom =

ρ1  2 ⋅ Lh

L 100  2 ⋅ 2000 2000   + k1 h − k2  = + 1,38 − 5, 61 = 0, 51[ Ω ] ln ln   h' 0,15 π ⋅ Lh  S 10000  π ⋅ 2000   Rh = C g ⋅ Rhom = 0, 43 ⋅ 0,51 = 0, 22 [ Ω ]

Proračun je urađen za najkritičniji slučaj, kada cjelokupna struja jednofaznog kratkog spoja odlazi kroz uzemljivač. Inače, zaštitna užad vodova, koja se stiču u postrojenju možemo smatrati otočnim otporima otporu uzemljivača postrojenja, pa u tom slučaju struja jednofaznog kratkog spoja se dijeli na struju koju će odvesti uzemljivač i struju koju će odvesti zažtitna užad.

Šabanović Ernad

30


6 POLJE DALEKOVODA 6.1 Potpuna šema za polje dalekovoda

Slika 6.1.1. Potpuna šema generatorskog polja postrojenja E1

Šabanović Ernad

31


6.2 Dispozicija dalekovodnog polja u dvije projekcije

Slika 6.2.1. Dispozicija u dvije projekcije za polje generatora postrojenja E1 1-sabirnički sistem I; 2-sabirnički sistem II; 3-sekcioni rastavljač; 4-prekidač; 5-strujni transformator; 6naponski transformator; 7-rastavljač u odvodnom polju; 8- odvodnik napona; T-transformatorsko polje; T1početak transformatorskog polja; T2-zatezno polje sabirnica.

Šabanović Ernad

32


7 IZBOR POSTOJEĆE OPREME 7.1 Izbor prekidača

Slika 7.1.1. Prekidač (Potrebno je odabrati kritičnije mjesto kvara)

Kriterijumi za izbor prekidača:

U nprek ≥ U nm I nprek ≥ I max radno S iprek ≥ 3U nprek k s I " iudprek ≥ 2 *1,8 I ip I1prek ≥ A s Izračunaćemo ekvivalentnu reaktansu odnosno impedansu i sa lijeve (1) i sa desne (2) strane od prekidača. Koja vrijednost bude manja, kroz nju će proteći veća struja kvara, i prema njoj ćemo izabrati prekidač. Iskoristićemo proračun inpedansi koji je urađen u okviru dimenzionisanja sabirnica. X D " = ( X eT 2 " || X eT 3 ) + X V 1e = (23,59 || 43,9) + 14, 7 = 15,35 + 14, 7 = 30,1 X D ' = ( X eT 2 ' || X eT 3 ) + X V 1e = (26, 24 || 43,9) + 14, 7 = 16, 42 + 14, 7 = 31,12 RD = ( ReT 2 || ReT 3 ) + RV 1e = (2 || 3,32) + 2,98 = 1, 25 + 2, 98 = 4, 23 Ekvivalentna reaktansa i otpornost sa lijeve strane mjesta kvara iznosi:

X L" = X G" 1e + X T 1e = 128,1 + 53,35 = 181, 45 [ Ω ] X L´ = X G´ 1e + X T 1e = 186,8 + 53,35 = 240,15 [ Ω] RL = RG1e + RT 1e = 3,14 + 2, 67 = 5,81[ Ω ]

Šabanović Ernad

33


Kao što vidimo iz prethodnih izraza, reaktanse i otpornosti sa desne strane kvara su manje što znači da će sa te strane proteći veća struja kvara, pa zbog toga u nastavku proračuna koristimo vrijednosti sa desne strane odnosno sa strane (2). X D" 30,1 = = 7,12 > 3 , pa uzimamo u obzir samo reaktanse. RD 4, 23

Provjeravamo uslov

Un 231 = = 4.43 [ kA] " 3⋅ XD 3 ⋅ 30,1

I 0" p =

I "p = 1,1 ⋅ I 0" p = 4.87 [ kA] I ´p =

1,15 ⋅U n 1,15 ⋅ 231 = = 4, 93 [ kA] 3 ⋅ X D´ 3 ⋅ 31,12

Tae =

X D" 30,1 = = 0, 023[ s ] ω ⋅ RD 314 ⋅ 4, 23

ti = 0,15 [ s ]

Provjeravamo uslov

2 ⋅ ti ≥ Tae 3 2 ⋅ 0,15 = 0,1 > 0, 023 3

Pošto je ispunjen uslov, može se zanemariti eksponencijalni član u izrazu za toplotni impuls. Pošto je generator sa konvertorskom pobudom, struja isključenja prekidača približno je jednaka struji u subtranzientnom periodu (naizmjeničnoj komponenti): I i = I P" = 4,87 [ kA]

Snaga isključenja:

Si = 3 ⋅ I i ⋅U n = 3 ⋅ 4,87 ⋅103 ⋅ 231 ⋅103 = 1948,5 [ MVA] Udarni koeficijent je: kud = 1 + e

−0,01 Tae

= 1+ e

−0,01 0,023

= 1, 65

iud = 2 ⋅ kud ⋅ I "p = 2 ⋅1, 65 ⋅ 4,87 ⋅103 = 11, 36 [ KA]

Toplotni impuls je: A = I 0" p 2 ⋅ Tae + I p' 2 ⋅ ( ti + ∆t )

∆t = 0 , jer je kvar daleko od generatora. Šabanović Ernad

34


2 A = (4, 43 ⋅103 ) 2 ⋅ 0, 023 + (4,93 ⋅103 ) 2 ⋅ 0,15 = 4,1 ( KA ) s   

I1s =

A 4,1 = = 2, 02 [ KA] – dozvoljena struja u toku jedne sekunde t 1 I max rad =

S max rad 3 ⋅U n

=

50 = 124,98 [ A] = 0.125 [ KA] 3 ⋅ 231 ⋅103

Prethodna struja predstavlja radnu struju prekidača koju smo odredili na osnovu maksimalne snage grane u kojoj se nalazi, što je u našem slučaju Smax rad = 50 [MVA] Na osnovu izračunatih podataka može se iz tabele 3.1.2. strana 161. [1] odabrati prekidač sljedećih karakteristika: •

Biramo malouljni prekidač proizvođača “Minel” Beograd: U np = 220 (245) [ KV ] > U n = 231[ KV ] I np = 1250 [ A] > I max radno = 125 [ A]

Sip = 6700 [ MVA] > 3U np I i = 1948,5 [ MVA] I1ps = 54,5 [ KA] > A = 2.02 [ KA]

Dakle, vidimo da ovaj prekidač zadovoljava sve neophodne uslove.

7.2 Izbor rastavljača Na osnovu podataka za prekidač, biramo “Energoinvest” – ov rastavljač, iz tabele 3.2.1. strana 164 [1], za spoljnu montažu sledećih karakteistika: U np = 220 (245) [ KV ] > U n = 231[ KV ] I np = 1250 [ A] > I max radno = 125 [ A]

" iudprek = 60 [ KA] > 2 ⋅ kud ⋅ I PL = 11, 36 [ KA]

I1ps = 24 [ KA] >

A = 2.02 [ KA]

7.3 Izbor strujnih transformatora Strujni mjerni transformatori su namijenjeni kako za zaštitu, tako i za mjerenje snage. Postoje strujni transformatori sa jednim primarom i više magnetnih jezgara i sekundara.

7.3.1

Izbor strujnih transformatora za diferencijalnu zaštitu

Primarna strana: I max rad = 125 [ A]

Šabanović Ernad

35


U n = 231[ KV ] Biramo uljni SMT iz tabele 4.1.4. strana 168 [1] sljedećih karakteristika: “Rade Končar” Zagreb, APU – 245 sa dva jezgra, nazivne primarne struje 300 [A], iudSMT = min {250 ⋅ I n ;100 [ KA]} = min {250 ⋅ 300;100 [ KA]} = 100 [ KA] > 11,36 [ KA] I1SMT = min {100 ⋅ I n ; 40 [ KA]} = min {100 ⋅ 300; 40 [ KA]} = 40 [ KA] > 2, 02 [ KA] s

Kao što vidimo iz uslova, izabrani ST odgovara. Sekundarna strana: Sekundarna struja SMT je odabrana da iznosi I''n = 1A (što je uobičajeno za U ≥ 110[KV ] ). Opterećenje SMT se dobija na sljedeći način: Sabiramo potrošnju elemenata priključenih na stujni trnsformator uzmajući u obzir i povezane kablove, a rezultate prikazujemo u tabeli ispod. Tabela 7.3.1.1. Opterećenje sekundara ST

Opterećenje na

Potrošnja (VA)

sekundaru

R

S

T

∆I→

2

2

2

Bakarne sabirnice

18

18

18

∑

20

20

20

Usvajamo snagu sekundara SMT od 20 VA i na osnovu tabele 4.3.1. strana 172. [1], biramo ST 10P10 za diferencijalnu zaštitu. Provjera : Ftn = 20 ≥

I '' postrojenja I 'nSMT

=

4,87 ⋅103 = 16, 23 300

što zadovoljava.

7.3.2

Izbor strujnih transformatora za mjerenje i zaštitu

Primar je isti kao i kod SMT za diferencijalnu zaštitu, s tim što biramo APU – 245 sa tri jezgra. Sekundari: Prvo jezgro (prvi sekundar): Tabela opterećenja je prikazana ispod:

Šabanović Ernad

36


Tabela 7.3.2.1. Opterećenje na sekundaru ST za zaštitu

Opterećenje na sekundaru

Potrošnja (VA) R

S

T

kWh →

1

1

1

kWh ←

1

1

1

Bakarne sabirnice

18

18

18

Σ

20

20

20

Potrebno je odrediti impedansu dodatnog opterećenja tako da ST bude nominalno opterećen jer tada ne dolazi do povećanja Fs. Usvajamo:

Sn = 20 [ VA ] k l = 0,2 Fs = 5 Jezgro za zaštitu (treće jezgro, treći sekundar): Tabela opterećenja je prikazana ispod: Tabela 7.3.2.2. Opterećenje na sekundaru ST za zaštitu

Opterćenje na sekundaru

Potrošnja (VA) R

S

T

J>

7

7

7

Bakarne sabirnice

18

18

18

Σ

25

25

25

Usvajamo:

Sn = 30 [ VA ] k l = 10P10 Ft = 10 Provjera Ft je identična kao i ranije i dobija se da SMT opet zadovoljava: Ftn = 20 ≥ Šabanović Ernad

I '' postrojenja I 'nSMT

=

4,87 ⋅103 = 16, 23 300 37


Provjera sekundara ST na povećan napon radi se na sljedeći način: U " = I "postrojenja ⋅

" I nSMT Sn 1 30 ⋅ = 4,87 ⋅103 ⋅ ⋅ = 487 [V ] < U doz = 500 [V ] 2 ' " I nSMT ( I ) 300 (1)2 nST

Iz prethodnog uslova zaključujemo da je strujni transformator dobro odabran.

7.4 Izbor naponskog mjernog transformatora (NMT) Za nazivne napone iznad 110 [kV ] , iz razloga ekonomičnosti biraju se kapacitivni naponski ransformatori koji se sastoje od kapacitivnog djelila napona i elektromagnetne jedinice. Elektromagnetna jedinica se sastoji od prigušnice i indutivnog naponskog transformatora. Sekundarna strana NMT: Tabela opterećenja NMT je prikazana ispod: Tabela 7.4.1. Opterećenje sekundara NMT

Opterćenje na sekundaru

Potrošnja (VA)

V

4

kWh →

3

kWh ←

3

kVArh →

3

kVArh ←

3

Hz

2

Sy

10

Ukupno

28

Snaga na sekundaru NMT iznosi 28 VA. Biramo NMT iz tabele 4.2.3., strana 171 [1] sljedećih karakteristika: • • •

“Rade Končar” Zagreb 6VPU – 123, 220  kV  Prenosni odnos mNMT = 3   0,1  kV  3 Klasa 0.2,

Šabanović Ernad

38


•

Nazivna snaga SnNMT = 30 [VA]

Zaštitu sekundara vršimo pomoću osigurača od 2[A]. Kako je snaga na sekundaru NMT 28 [VA], a nominalna snaga izabranog NMT je 30 [VA], zaključujemo da je izabrana oprema odgovarajuća.

7.5 Izbor odvodnika prenapona Odvodnici se biraju prema stupnju izolacije mreže, odnosno koeficijenta uzemljenja mreže na mjestu ugradnje odvodnika. Stupnjevi izolacije utvrđeni su JUS – om, a definisani su preko dvije vrijednosti: Podnosivog 1 min. napona 50 [Hz] Podnosivog udarnog napona 1,2/50 µs Za napone iznad 110 [kV] (123, 245, 420 [kV]) postoje po jedan pun i više sniženih stupnjeva izolacije. Za mrežu sa izolovanim ili kompenzovanim zvjezdištem može se koristiti snižen stupanj izolacije. ( indeks "S"). Mreže ≥ 110 [kV] obično rade sa efikasno uzemljenim zvjezdištem. Mreža je efikasno uzemljena ako je kuz 0,8 u svakoj tački mreže. Koeficijent uzemljenja je odnos maksimalnog faznog napona nepogođenih faza pri jednofaznom zemljospoju i linijskog napona. U c   U b kuz = max  ,   3 ⋅ U ra 3 ⋅U ra 

z z  1− 0 1− 0 2π 2π  − j + j zd zd 1  kuz = ⋅ max | e 3 + |;| e 3 + z z 3  2+ 0 2+ 0 zd zd 

  |  

Za neuzemljene mreže, z0 → ∞ , biće: kuz =

 1  1 3 1 3 ⋅ max | − − j − 1|;| − + j − 1| = 1 2 2 2 3  2 

Za uzemljene mreže gdje je z0 ≈ zd , biće: kuz =

Šabanović Ernad

 1  1 3 1 3 ⋅ max | − − j + 0 |;| − + j + 0 | = 0,58 2 2 2 3  2 

39


Mreža naponskog nivoa 220 [kV] je mreža sa efikasno uzemljenim zvjezdištem, te usvajamo koeficijent uzemljenja k uz = 0,8 .

U nodv ≥ 0,8 ⋅U max rad = 0,8 ⋅ 245 = 196 [ kV ] Iz tabele 5., strana 174 [1], biramo tri odvodnika prenapona tipa HMM proizvođača “Minel” Beograd sa sljedećim podacima: •

Nazivni napon odvodnika. U nodv = 204 [ kV ]

•

Minimalni naizmjenični napon reagovanja U min reagovanja = 306 [ kV ]

•

Maksimalni 100% udarni napon reagovanja za talas 1,2/50 µs

•

Maksimalni udarni napon reagovanja na celu talasa U max udarnoreagovanjanacelu = 551[ kV ]

•

Maksimalni preostali napon za udarne struje od 10000 [A] U preostalo = 469 [ kV ]

U max udarnoreagovanja100% = 469 [ kV ]

Zaštitni nivo odvodnika prenapona definiše se na sljedeći način: U 551     U zn = max  U100% ;U preostalo ; nacelu  = max  469; 469; = 469 [ kV ] 1,15  1,15   

Imamo i snižen stepen izolacije 245 s1, odakle dobijamo U iz = 900 [ kV ] ; U1min = 395 [ kV ] (tabela 5.2 strana 173 [1]) k zas =

U iz 900 = = 1,92 ≥ k z min = 1, 3 U zn 469

Sada određujemo zaštitnu zonu: a=

U iz − U zn 900 − 469 ⋅v = ⋅ 300 = 43,1[ m ] 2⋅s 2 ⋅1500

gdje su: m v –brzina prostiranja talasa u jedinici vremena v = 300    µs 

s –strmina, koja se definiše različito u zavisnosti od naponskog nivoa, pa tako imamo: Tabela 7.5.1. vrijednosti strmine u odnosu na naponski nivo

Šabanović Ernad

Un (kV)

≤ 35

110

≥220

S (kV/s)

500

1000

1500

40


U nastavku ćemo izabrati odvodnik prenapona u zvjezdištu transformatora. Naime, mreža naponskog nivoa 220 [kV] je mreža sa efikasno uzemljenim zvjezdištem pa imamo snižen stepen izolacije 245 s1, i usvajamo koeficijent uzemljenja k uz = 0.35 . U nodv ≥ k * U max rad = 0.35 ⋅ 245 = 85.87[kV ]

Biramo odvodnik prenapona tipa VOP 6ea proizvođača “Minel” Beograd sa sljedećim podacima (tabela 5.2 strana 174 [1]).

U nodv = 90[kV ] I nodv = 10[kA]

U 100% = 245[kV ]

U preostalo = 264[kV ] U RC = 293[kV ]

Šabanović Ernad

41


8 LITERATURA [1] Prof. dr. Ljubomir Gerić: Razvodna postrojenja-zbirka zadataka; FTN Izdavaštvo, Novi Sad, 2006. [2] Prof. dr. Jovan Nahman i prof. dr. Vladica Mijailović: Razvodna postrojenja, Beograd 2005.

Šabanović Ernad

42

Projekat-postrojenja

Recommend Documents