---

4гз ⁼4g ⁺ 4т ⁺ 4мдт ^e^malra ⁺ /кт ~ 12 кА + 46,79 кА = 58,8 кА

З 4g і 4а з 5.3.2 І 4млт -> 0.

Початкову силу струму трифазного короткого замикання в точці F4 (рисунок 12) можна визначити на основі часткових сил струму короткого замикання, як показано на рисунку 14 (4.2.1.2 ІЕС 60909-0):

<5А

ZkF4 ⁼/кАТ ⁺Ік(1—7) ⁺/к(15—20)-

ІЕС 972/2000

Рисунок 14 — Система прямої послідовності для обчислювання сили струму короткого замикання в точці F4 (див. рисунок 12)

Повні опори стосуються вторинної сторони В допоміжного трансформатора AT.

7 _ 7 . (? AKLV 4- Z-nju )(Z_CKLV 4 2_МС ) .

-^WT“ -^BKLV£ + 7 +7 Tz '

—AKLV * z.^ 4- Z. _CKLV Ч- Z-mc

= (0,0098 + j0,2776) Ом + (0,0017 + j0,0673) Ом = (0,0115 + J0.3449) Ом;Дат = 0,3451 Ом

з Zaklv ⁼ J Zbklv ⁼^cklv ⁼Z^kZbk з 5.2.3, Zmc ⁼ZmcM : Z_MCt з 5.3.3, Zrai з 5.3.3 (див. рисунок 13);

c

= (0,613-j18,393) кА.

U_n_ 1,1-10 кВ

ч/ЗДат т/3(0,0115 + j0,3449) Ом

З таблиці 8 і 9:

і” _ cUn

lk(1-7) - М7)

1,1-10 кВ
■Тз(0,089 +)0,777)Ом

= (0,924-j18,068) кА;

I^я_ cU_n

' k(15-20) - JTT ^A'^t3feT(M+T, 15— 20)

1,1-10 кВ

7з (0,980 + j 2,600) Ом

= (0,806- j2,139) кА;

r_kF4 = (2,346- j28,60) кА; = 28,70 кА.

Примітка. Якщо немає впливу двигунів, що живляться від шини С, на струми короткого замикання в F4, то це призводить до такого:

ZkAT “ Zbtlv ⁺Zaklv ⁺Znn = (0,011 + j 0,349) Ом;

їм - (0,573 - J18.179) кА;

і’_№і = (2,303 - j28,386) кА; і[„ = 28,48 кА.

Вплив двигунів, що живляться від шини С, на струм / "м дуже незначний, менше ніж 1 %. У цьому разі ними можна знехтувати.

Максимальні сили струму короткого замикання визначають за методом 6 (4.3.1.2 b) ІЕС 60909-0) без коефіцієнта 1,15, бо R/X< 0,3 на відгалуженнях відносно /^т і для асинхронних двигунів серед­ньої напруги:

/о І⁹¹fn fn і"

/pF4 ⁼KatV2 ■ kAT ⁺ К(1—7) У 2 *к(1—7) ⁺ К(15—20)^2 /к(15—20)>

/_рИ = 1,91 • у/2 • 18,40 кА + 1,72 • V2 • 8,12 кА + 1,34 • 4Ї. • 2,29 кА = 73,79 кА.

Якщо часткова сила струму короткого замикання /^т переноситься на сторону високої напруги допоміжного трансформатора, то можна відмітити, що /мп = 9.2 кА менше ніж 2/_гв = 2 • 6,87 кА, тому коротке замикання в F4 є віддаленим від генератора коротким замиканням.

A>F4 — /ьАТ ⁺ ^Ь(1—7) ⁺ 4.(15—20) ⁼ 22,8 КА;

з /ьат ⁼/кат ⁼ 18,40 кА;

7

/ь(1_7) = ^PiQi/kMi = 4,04 кА (див. таблицю 9);

Ы

А>(15—го) ⁼ Ц'Ч’^к(і5—го) ⁼ 0,74 ■ 0,21 • 2,29 кА = 0,36 кА

(ц = 0,74 за U = 0,1 с і /Гм/4м = 5,5, a q = 0,21 за f_mi_n = 0,1 с і Р^р = 0,05 МВт; = 2,29 кА з таб­лиці 8).

Початкову силу струму короткого замикання в точці F5 можна підрахувати на основі системи пря­мої послідовності, описаної на рисунку 15.

LkfS ⁼ ZkT20 ⁺ /кМ20-

Для обчислення часткової сили струму короткого замикання /"тго використовують наведені нижче повні опори (див. рисунок 15):

ZkATt =2_кАт77- = (0,0115+)0,3449)Ом[5^-^) =(0,0203+j0,6084) мОм. tr20 I 10 КО )

Рисунок 15 — Система прямої послідовності для обчислювання сили струму короткого замикання в точці F5 (див. рисунок 12). Повні опори стосуються сторони низької напруги трансформатора Т20 (f^o = 10 кВ/0,42 кВ)

z 2

1 і О 42 kR і

= Zkmi-mt)4- = (0,089+ j0,777)Ом = (0,157+ J1.3706) мОм;

<

( П 49 irR V

= (2,087+j5,493) мОм.

r20 I lUKO I

1

Zl(M+T,15—19)1 = —Е(М+Т,15—19) ~Л~ ~ (1,183+ j3,114) ОМ

Гг20

Повний опір ZkAT вже розрахований у 5.3.4. Повні опори 2ц_М,і-7) і Zkm*t,i5-іэ> зазначені в таблицях 9 і 8, відповідно.

Повний опір трансформатора низької напруги Т20 наведено в 5.2.4 щодо сторони низької напруги:

Zt20LVK = (1,096 + j 6,277) мОм з Кт = 0,963 (c_max = 1,05);

4го = ^Un = -г=—¹'--^00В = (5,97 - j35,33) кА; Сто = 35,83 кА.

V3Z_kT20 V3(1,127+j6,671)MOM

Повний опір Z^c визначають на основі Z_T2olvk> враховуючи три паралельні повні опори Zkati, (М1—M7)t І Zx(M+T,15—19)t-

Повний опір Zmzo наведено в таблиці 8.

Гкмго = r^U" = ~г' ^{1,05 400 В} = (4,07-j9,72)KA; /'мго = 10,54 кА;

V3Z_M20 ^(8,9 + j21,2)MOM ^J

ZkFS ⁼ ZkT20 ⁺ ZkM20 ⁼ (10,04 — j45,05) kA.

Максимальну силу струму короткого замикання визначають таким чином:

ІрГ5 ~ їрТ20 ⁺ /рМ20 = К_Т20 у/Т. IkT20 + Км20-^2 ZkM20,

де Кт2о = 1,60 на основі Rt2olvk/Xt2olvk= 0,175, тому що повний опір трансформаторів є основною части­ною ZkT2o (більше ніж 90 %) і Км2о = 1,3 для еквівалентного двигуна з групи двигунів (3.8.2 ІЕС 60909-0).

4f5 = 1,60->/2 • 35,83 кА+1,30-72 • 10,54 кА = 100,5 кА.На основі конфігурації і значень повних опорів на рисунку 15 можна визначити, що залишкова на­пруга під час короткого замикання в F5 на шині В приблизно дорівнює 95 % від напруги до короткого замикання. Це показує, що двигуни М1—М7 і М15—М19 не впливають на струм вимкнення в F5 (ц_М) = 1 згідно з рівнянням (75) ІЕС 60909-0 у всіх випадках).

/bF5 ⁼ /кТ20М ⁺M-M20Qm2(Am20

з /ктгом як часткова сила струму короткого замикання без впливу двигунів М1—М7 і М15—М19.

/_ьга = 34,77 кА + 0,902 ■ 0,67 ■ 10,54 кА = 41,1 кА

за U = 0,02 с з ц_м20 = 0,84 + 0,26е~°'²⁶’⁵'⁵ і q_M20 = 0,67 за р_тІр = 0,05 МВт для еквівалентного двигуна М20 (див. 3.8.2 ІЕС 60909-0).

Сила струму сталого короткого замикання:

4f5 ⁼4т20 ⁺4м2О ~ ^кТ20М ⁼ 34,77 КА,

ТОМу ЩО 4м20 “ 0 (див. таблицю З ІЕС 60909-0).

6 ПЕРЕВІРОЧНА МЕРЕЖА ДЛЯ ОБЧИСЛЮВАННЯ СИЛИ СТРУМУ КОРОТКОГО ЗАМИКАННЯ З ЦИФРОВИМИ ПРОГРАМАМИ ЗГІДНО З ІЕС 60909-0

Наведена нижче перевірочна мережа з інформацією про електроустатковання та результатами струмів короткого замикання відповідно до ІЕС 60909-0 пропонує проектувальникам і користувачам цифрових програм можливість перевіряти результати, одержані від їх програми, порівнюючи з цими результатами.

Щоб отримати відповідність розрахункових і одержаних результатів, необхідно отримати резуль­тати, наведені в таблицях 12 і 13. Це необхідна, але не єдина умова програми, тому що навіть під час проходження цього перевірення інші процедури в межах програми можуть призвести до отримання не­правильних результатів. Якщо допустити відхили, то вони мають бути менше ніж ± 0,02 %.

Щоб уникнути труднощів під час інтерпретування одержаних даних щодо електроустатковання (інформація з таблички з технічними даними та додаткові дані) згідно з рівнянням ІЕС 60909-0, вико­ристовують додаткову таблицю 11 з інформацією про повні опори між шинами електроживлення пе­ревірочної мережі на рисунку 16 системи прямої та нульової послідовності на стороні 110 кВ.

Максимальні трифазні сили струму короткого замикання обчислюють на шинах відфдо® із с = Стах = 1,1 згідно з таблицею 1 ІЕС 60909-0. Також обчислюють лише максимальні сили струму короткого замикання між фазою і землею на шинах від @ до (5). У будь-якому разі повний опір корот­кого замикання залежить від рівня напруги в точці короткого замикання.

Комплексний повний опір мережних ліній живлення в точці з’єднання обчислюють за формулою:

■^1 + (Rq/Xq)²

якщо визначено коефіцієнт RqIX_q(див. рівняння (5) ІЕС 60909-0), тому що наближення X_Q = 0,995Z_Q використовують лише в особливому випадку, коли Rq/Xq = 0,1 (3.2 ІЕС 60909-0). Подібну процедуру використовують для асинхронних двигунів, якщо наведено відношення R^X_U (3.8.1 ІЕС 60909-0).

Опори ємностей мережі не враховують, тому що коефіцієнт короткого замикання на землю менше ніж 1,4 (2.3.2 ІЕС 60909-0).

К_т обчислюють за рівнянням (12а) ІЕС 60909-0, тому що умови розподілу навантаги для переві­рочної мережі невідомі.

Для обчислення коригувального коефіцієнта повного опору K_Si для енергоблока станції S1 при­пускають, що генератор працює лише в ділянці перезбудження (рисунок 7 ІЕС 60909-1).

У разі отримання від’ємних значень реактивних опорів триобмоткових трансформаторів у системі прямої чи зворотної послідовності ці значення не повинні вважатися опорами ємностей, особливо уразі обчислення за методом еквівалентної частоти (4.3.1.2 с) ІЕС 60909-0). Знак мінус може з'явитися для еквівалентного реактивного опору (див. рисунок 7Ь ІЕС 60909-0) обмотки, розташованої між двома іншими обмотками у разі триобмоткового трансформатора (див. таблицю ЗВ ІЕС 60909-2, на­приклад № 6).

За використання методу розраховування частоти 20 Гц або 24 Гц, відповідно, щоб визначити кое­фіцієнт к в замкненій електромережі застосовують коригувальні коефіцієнти повного опору К_а, K_s і К_т у цій формі (ІЕС 60909-0).

6.2 Перевірочна мережа високої напруги 380 кВ/110 кВ/30 кВ/10 кВ

На рисунку 16 зображено топологію трифазної перевірочної мережі змінного струму 50 Гц із ши­нами від (ї) до® і електроустаткованням. Шини від ф до ® мають бути точками короткого замикан­ня для трифазних коротких замикань, а шини від ® до ® — для коротких замикань між фазою і зем­лею. Є три точки уземлення в частині мережі 110 кВ: трансформатор Т4, енергоблок станції S1 (G1 +Т1) і лінія живлення Q2.

G1 + T1 = S1 — енергоблок станції з перемикачем відгалужень під навантагою.

G2 + Т2 = S2 — енергоблок електростанції без перемикача відгалужень під навантагою.

Мережа 10 кВ з резонансним уземленням, R6 — дугогасильна котушка.

Шини в1дфдо(8)| точки короткого замикання.

Рисунок 16 — Перевірочна мережа високої напруги змінного струму 380 кВ/110 кВ/30 кВ/10 кВ

Опис електроустатковання

Мережні лінії живлення

Q1: U_nQ = 380 кВ; /"_Qmax = 38 кА (с_гаах =1,1); RJXq = 0,1; X(_0)Q/X_Q = 3;

K(ojq/X(o)q = 0,15.

Q2: U_nQ =110 кВ; 4_тах = 16 кА (с_тах =1,1); Rq/X_q = 0,1; X_(0)Q/X_Q = 3,3;

R(0)q/X(0)q = 0,2.Енергоблоки станції

51. U_rG = 21 кВ; S_rS = 150 MBA; xZ = 0,14 в.о.; x_dsat = 1,8 в.о.; cos<p_rG = 0,85;

R_e= 0,002 Ом (працює лише в ділянці перезбудження).

UrjHvlUfTLv = 115 кВ/21 кВ; S_rT = 150 MBA; u_kr = 16 %; u_Rr = 0,5 %; YNd5 з перемикачем відга­лужень під навантагою рт = ± 12 %; Х₍₀₎т/Хт = 0,95; R_mTIR-r = 1 >0.

51. U_rG = 10,5 кВ; S_rG =100 MBA; p_G = ±7,5 %; x_d = 0,16 в.о.; x_dsat = 2,0 в.о.; cos(p_rG = 0,9; R_g = 0,005 Ом.

Uthv/Utlv = 120 кВ/10,5 кВ; S_rT = 100 MBA; и* = 12 %; u_Rr = 0,5 %; YNd5 без перемикача відгалужень або з перемикачем відгалужень без навантаги.

Х(о)т/хт ⁼ 1.0; R(ojt/rt ⁼ 1.0.

Гвнератор

G3: = Ю,5 кВ; S_rG = 10 MBA; p_G = ±5 % (для обчислення використовують стале значення

l/_G = СЛо); x_d = 0,1 в.о.; x_dsat =1,8 в.о.; cos(p_rG = 0,8; R_G= 0,018 Ом.

Мережні трансформатори

ТЗ = Т4: Триобмоткові мережні трансформатори YNyn,d5 із перемикачем відгалужень під наван­тагою на стороні високої напруги, рт = ±16 %. Уземлення в нейтральній точці зірки: ТЗ на стороні високої напруги, Т4 на стороні середньої напруги.

t/rTHv = 400 кВ; L/rTMv = 120 кВ; t/rnv = ЗО кВ;

SrTHv = 350 MBA; Sftmv = 350 MBA; S_rTLv = 50 MBA;

t4rHvw = 21 %; UtaWLv = 10 %; iAtmvlv = 7 %;

Urthvmv = 0,26 %; L/fvHviv ⁼ 0,16 %; i/rfmvlv ⁼ 0,16 %;

X(o;tmv/-Xtmvhv ⁼ 2,1; R(o)tmv/Rtmvhv =1,0 (див. 2.2).

Т5 = Т6: Триобмоткові мережні трансформатори YNyn,d5 у цьому разі розглядають як дво- обмоткові трансформатори, тобто = Ukthvmv (див. рисунок 16 і 2.2).

Uthv/Utmv =115 кВ/10,5 кВ; S_rT = 31,5 MBA; и* = 12 %; и_л = 0,5 %.

Асинхронні двигуни

М1: = 10 кВ; Р_гМ = 5 МВт; собери = 0,88; т|.м = 97,5 %; /цДм = 5; р = 1 (пара полюсів).

М2: Два паралельні двигуни, кожен з Р_м = 2 МВт:

= 10 кВ; Р_м = 5 МВт; coscp^ = 0,89; Дгм = 96,8 %; = 5,2; p = 2.

Реактори

R1: X_R1 = 22 Ом; R_r1 « X_R1 (реактор, що обмежує струм короткого замикання).

R6: Дугогасильна котушка для мережі 10 кВ із уземленням через дугогасний реактор.

Мінімальний час затримки

fmin = 0.1 С, для обчислення ц і q.

Таблиця 10 — Повітряні лінії передавання та кабелі