Politechnika Śląska w Gliwicach

PROJEKT

Z URZĄDZEŃ ELEKTRYCZNYCH

Wykonał : Mateusz Gabor

Specjalizacja : Elektrotechnika

Grupa : Elektroenergetyka

Data oddania :

Data zaliczenia :

Prowadzący : Dr inż. E. Siwy

Ocena i podpis prowadzącego :

1. Dobór głównych elementów układu zasilania energią elektryczną, obliczenia zwarciowe :

1. Opis techniczny :

Opisywany i rozpatrywany projekcie obiekt inwestycyjny zaliczany jest do odbiorców energii elektrycznej kategorii I. Wymagane jest zapewnienie ciągłego i pewnego zasilania w energię elektryczną dlatego linie napowietrzne zasilające obiekt zostały tak zaprojektowane, aby każdym z torów można było przesłać całą moc potrzebną do zasilania obiektu inwestycyjnego. By zapewnić niezawodność zasilania stosuje się dwa systemy szyn zbiorczych sekcjonowane, oraz sprzęgło podłużne i sprzęgła poprzeczne, co w przypadku awarii pozwala dokonać przełączeń.

Podczas normalnej pracy sprzęgło podłużne jest otwarte, przez co ograniczamy

moc zwarciową na szynach.

Dla zapewnienia wymaganego cosϕ w punkcie rozliczeniowym energii z energetyką zawodową (wymagany cosϕ_w=0.91) zastosowano centralną kompensację

mocy biernej w rozdzielni.

1. Dobór parametrów elementów układu zasilania :

- Dziesięć jednakowych transformatorów żywicznych AREVA typu TZAM 630/6

S_nT = 630 kVA

U_GN = 6, 3kV

U_DN = 0, 4 kV

P_j = 1, 4 kW

P_Obc = 7 kW

cosφ_DN = 0, 78  ⇒  sinφ_DN = 0, 63

U_Z = 6%

β = 0,5

- Dwa silniki asynchroniczne firmy Emit typu Sf 355Y2-E

P_2N = 315 kW

n_N = 2974 obr/min

cosφ_N = 0, 98

sinφ_N = 0, 456

η_N = 0, 945

M_N = 1012 Nm

U_N = 6 kV

I_N = 36, 2 A

I_R = 206 A

- Dwa silniki synchroniczne typu GAe 1716/20t o danych :

S_nG  = 1500kVA

U_nG = 6 kV

I_nG = 172, 4 A

cos_nG =  0, 8 = >0, 6

_nG = 0, 93

n _nG = 1500 obr/min

$$\text{x\ }_{d}^{"} = 14\ \%$$

X_dsatG =  1, 4 

1. Bilans mocy, kompensacja mocy biernej :

a) Moce obliczeniowe odpływów liniowych w oparciu o temat projektu wynoszą:

P_OblL = 10 × 3900 = 39000 kW  = 39MW

Q_OblL = 10 × 3500 = 35000 kW = 35MW

b) Moce obliczeniowe dla transformatora TZAM 630/6

- Moce obliczeniowe dla pojedynczego transformatora TZAM 630/6 po stronie DN

S_OblT = S_nT × β = 630 × 0, 5 = 315 kVA

P_OblTDN = S_OblT × cosφ_DN = 315 × 0, 78 = 245, 7kW

Q_OblTDN = S_OblT × sinφ_DN = 315 × 0, 63 = 124 kVar

- Straty mocy w pojedynczym transformatorze TZAM 630/6

P_T = 0, 02×S_OblT = 0, 02 × 315 = 6, 3 kW

Q_T = 0, 1 × S_OblT = 0, 1 × 315 = 31, 5 kVar

- Moce obliczeniowe dla jednego transformatora TZAM 630/6 po stronie GN

P_OblTGN = P_OblTDN + P_T = 245, 7 + 6, 3 = 252 kW

Q_OblTGN = Q_OblTDN + Q_T = 124 + 31, 5 = 155, 5 kVar

$$S_{\text{OblTGN}} = \sqrt{252^{2} + {155,5}^{2}} = 296,1\ kVA$$

Obciążenie	PObl [kW]	QObl[kVar]	SObl [kVar]	cosϕ
Obciążenie pojedynczego transformatora SnT = 630 kVA β = 0,5	245,7	124	315	0,78
Straty transformacji ΔPT ΔQT	6,3	31,5	-	-
Obciążenie pojedynczego transformatora po stronie GN	252	155,5	296,1	0,74
Sumaryczne obciążenie dziesięciu transformatorów	2520	1550	2961	0,74

c) Moce obliczeniowe dla silników asynchronicznych Emit typu Sf 355Y2-E

$P_{1N} = \frac{P_{2N}}{\eta_{N}} = \frac{315}{0,945} = 333,333\ kW \Rightarrow P_{N} = 2 \times 333,333 = 666,666\ kW$

- Współczynnik zapotrzebowania silników

$$k_{\text{ZS}} = \frac{k_{j} \times k_{0}}{\eta_{N} \times \eta_{s}}$$

η_s = 0,99 – sprawność sieci

η_N = 0, 945– sprawność silnika

k_j = 0,8- współczynnik jednoczesności szczytowych obciążeń poszczególnych odbiorników

k₀ = 0,8- stopień obciążenia odbiorników

$$k_{\text{ZS}} = \frac{k_{j} \times k_{0}}{\eta_{N} \times \eta_{s}} = \frac{0,8 \times 0,8}{0,945 \times 0,99} = \frac{0,64}{0,94} = 0,681$$

- Moc obliczeniowa dla grupy silników

P_OblS = k_ZS × P_N = 0, 681 × 666, 666 = 454 kW

Q_OblS = P_OblS × tgφ_N = 454 × 0, 512 = 232 kVar

d) Moce obliczeniowe dla silników synchronicznych typu GAe 1716/20t

Obliczenia wykonujemy metodą współczynnika k_Z - silniki pracują jednocześnie, przy znamionowym obciążeniu, dla tego k_Z = 1

- Moc znamionowa jednego silnika synchronicznego wynosi

$P_{1N} = \frac{P_{2N}}{\eta_{N}} = \frac{1034}{0,93} = 1112\ kW \Rightarrow P_{N} = 2 \times 1112 = 2224\ kW$

- Moc obliczeniowa dla grupy silników

P_OblG = S_OblG × cosφ_nG = 1500 × 0, 8 = 1200 kW ⇒ 2 × 1200 = 2400 kW

Q_OblG = S_OblG × sinφ_nG = 1500 × (−0,6) = −900 kVar ⇒ 2 × (−900) = −1800 kVar

Wyznaczenie mocy obliczeniowych odbiorników WN przyłączonych bezpośrednio rozdzielni 6 kV

Rodzaj odbiorników	Liczba odbiorników	∑PN [kW]	kZ	cosφN	sinφN	∑PObl [kW]	∑QObl [kVar]
Odpływy liniowe	10	39000	1	0,828	0,676	39000	35000
Silniki asynchroniczne	2	666,666	0,681	0,98	0,456	454	232
Silniki Synchroniczne	2	2400	1	0,8p	-0,6	2400	−1800
Sumaryczne moce obliczeniowe odbiorników WN	41854	33432

e) Całkowite obciążenie rozdzielni 6 kV :

Obciążenie stacji określa się sumując moce obliczeniowe poszczególnych odpływów, osobno moce czynne P_Obl i osobno moce bierne Q_Obl korzystając ze wzorów :

P_OblC = k_jp∑P_Obl

Q_OblC = k_jq∑Q_Obl

k_jp ,k_jq-współczynniki jednoczesności mocy czynnej i biernej uwzględniające przesunięcie w czasie między szczytowymi obciążeniami grup odbiorników zasilanych za pośrednictwem poszczególnych odpływów

P_OblC,  Q_OblC - moce obliczeniowe całkowite, czynna i bierna stacji

$$S_{\text{OblC}} = \sqrt{P_{\text{OblC}}^{2} + Q_{\text{OblC}}^{2}}$$

- Udział poszczególnych odbiorów w obciążeniu rozdzielni 6 [kV] zestawiono w poniższej tabeli :

Rodzaj obciążenia	∑PObl [kW]	∑QObl [kVar]	SObl [kVA]
Odpływy liniowe	39000	35000	-----
Stacje oddziałowe SO	2520	1550	-----
Odbiorniki WN	2854	-1568	-----
Suma obciążeń	44374	34982	-----
Całkowite obciążenie przy uwzględnieniu współczynników jednoczesności kjp = 0.8 kjq = 0, 85	35499	29735	46307

$${\text{tg}\varphi}_{\text{OblC}} = \frac{Q_{\text{OblC}}}{P_{\text{OblC}}} = \frac{29735}{35499} = > \text{cosφ}_{\text{OblC}} = 0,77$$

f) Wyznaczenie całkowitego obciążenia rozdzielni 6 [kV] w GSZ przy uwzględnieniu

kompensacji mocy biernej :

Wymaganą moc baterii kondensatorów wyznacza się z zależności:

Q_k = P_OblC(tgφ_OblC − tgφ_w)

tgφ_obl- tangens odpowiadający obliczeniowemu współczynnikowi mocy cosϕ_obl

tgφ_w- tangens odpowiadający wymaganemu współczynnikowi mocy w punkcie rozliczeniowym (cosϕ_w = 0,93)

cosφ_OblC = 0, 77 = >tgφ_OblC = 0, 83

cosφ_w = 0, 93 = >tgφ_w = 0, 395

Q_k = 35499 × (0,83−0,395) = 35499 × 0, 435 = 15442 kVar

- Wynik całkowitego obciążenia stacji z uwzględnieniem mocy kompensacyjnej Q_k :

Rodzaj obciążenia	PObl [kW]	QObl [kVar]	SObl [kVA]	cosφ
Całkowite obciążenie bez kompensacji	35499	29735	46307	0,77
Moc kompensacji Qk	-----	15442	-----	-----
Całkowite obciążenie z kompensacją	35499	14293	43346	0,93

4. Dobór transformatorów zasilających.

1. Schemat zasilania :

Schemat zasilania przedstawiający powiązania elektryczne obwodów głównych

układów sieci elektroenergetycznych łączących GSZ z siecią energetyki zawodowej,

oraz ze stacjami w wewnętrznej sieci elektroenergetycznej obiektu inwestycyjnego

przedstawiony jest na rys.1.

1. Dobór mocy znamionowej transformatorów zasilających :

- W oparciu o temat projektu i wykonane obliczenia dobrano dwa transformatory typu TORc 25000/110 o danych :

S_nT = 25 MVA  =  25000kVA

U_Z% = 18 %

P_j = 13, 1 kW

P_Obc = 171 kW

U_GN = 110kV

U_DN = 6, 3 kV

i_o% = 0, 5

- Określenie mocy znamionowej transformatorów ze względu na obciążalność

znamionową i awaryjną :

Dobrane moce znamionowe transformatorów powinny spełniać następujące zależności:

- w warunkach normalnych : $S_{\text{nT}} \geq \frac{S_{z}}{n}$

- w warunkach awaryjnych : $S_{\text{nT}} \geq \frac{k_{r} \times S_{Z}}{k_{m}}$

n - liczba transformatorów

S_z - moc obliczeniowa całkowita projektowanego obiektu po stronie GN

transformatora zasilającego wyznaczona ze wzoru:

$$S_{Z} = \sqrt{{(P_{\text{OblC}} + {P}_{T})}^{2} + {(Q_{\text{ObcC}} + {Q}_{T} - Q_{k})}^{2}}$$

k_r - współczynnik rezerwy określający stosunek obciążenia transformatora w warunkach

awaryjnych do obciążenia w warunkach normalnych k_r = (0,6 ÷ 0,95), przyjęto k_r = 0,8 .

k_m - współczynnik uwzględniający możliwość przeciążenia transformatora z uwagi na

przewidywaną zmienność obciążenia k_m = (1 ÷ 1,1), przyjęto k_m = 1

Straty mocy wyznacza się za pomocą podanych wzorów:

$$\beta = \frac{\sqrt{P_{\text{OblC}}^{2} + {(Q_{\text{OblC}} - Q_{\text{Qk}})}^{2}}}{n \times S_{\text{nT}}}$$

P_T = P_j + P_Obc × β²

$$Q_{j} = \frac{i_{o\%} \times S_{\text{nT}}}{100}$$

$$Q_{\text{xn}} = \frac{\sqrt{u_{Z\%}^{2} - u_{R\%}^{2}}}{100} \times S_{\text{nT}} \approx \frac{u_{Z\%} \times S_{\text{nT}}}{100}$$

ΔQ_t = ΔQ_j + ΔQ_xnβ ²

ΔQ_j , ΔQ_xn− straty mocy biernej , jałowe i obciążeniowe .

ΔP_j ,ΔP_cun −straty mocy czynnej , jałowe i obciążeniowe w warunkach znamionowych

i_0% , u_z% − prąd stanu jałowego i napięcie zwarcia .

$\beta = \frac{\sqrt{35499^{2} + {(29735 - 15442)}^{2}}}{50000} = 0,77$

P_T = 13, 1 + 171 × 0, 77² = 114, 5 kW

$$Q_{j} = \frac{0,5 \times 25000}{100} = 125\ kVar$$

$$Q_{\text{xn}} \approx \frac{18 \times 25000}{100} = 4500\ kVar$$

Q_T  =  125  +  4500 × 0, 77²  =  2793 kVar        

$S_{Z} = \sqrt{{(35499 + 114,5)}^{2} + {(29735 + 2793 - 15442)}^{2}} =$39500 kVar

- w warunkach normalnych : $S_{\text{nT}} \geq \frac{S_{z}}{n} = > 25000 \geq 40786\ \text{kVar} - \text{warunek}\ \text{spe}l\text{niony}\ $

- w warunkach awaryjnych : $S_{\text{nT}} \geq \frac{k_{r} \times S_{Z}}{k_{m}} = > 50000 \geq 0,8 \times 39500 = 31600 - \text{warunek}\ \text{spe}l\text{niony}\ $

- Określenie mocy znamionowej transformatorów ze względu na obciążalność znamionową :

Obciążenie	PObl [kW]	QObl [kVar]	SObl [kVA]	cosφ	SnT [kVA]	β
Strona DN	35499	14293	39500	0,93	50000	0,77
Straty	114,5	5586	------	------	------	------
Strona GN	35384,5	19879	41786	0.752	50000	0,78

Określenie mocy znamionowej transformatora z uwagi na poziom mocy zwarciowej po stronie DN .

Moc znamionowa każdego transformatora powinna spełniać przybliżony warunek :

$$S_{\text{nT}} \leq S_{\text{nTmax}} = \frac{u_{z\%}}{100} \times \frac{S_{zw1} \times S_{zw2}}{S_{zw1} - S_{zw2}}$$

S_zw1 - moc zwarciowa występująca po stronie GN

S_zw2 - moc zwarciowa dopuszczalna po stronie DN

S_nTmax - maksymalna moc znamionowa transformatora z uwagi na dopuszczalną moc

zwarciową S_zw2 na szynach rozdzielnicy po stronie DN

- Z tematu projektu:

S_zw1 = 1500 [MVA]

- Dopuszczalna moc zwarciowa po stronie DN:

S_zw2 = 450 [MVA]

- Z uwagi na połączenie stacji z linią 110 [kV] energetyki zawodowej za pomocą linii napowietrznej AFL 2 240 [mm²]o długości 7,5 [km] moc zwarciowa po stronie GN ulegnie zmianie . Rzeczywista moc zwarciowa po stronie GN wynosi :

$$S_{zw1} = \sqrt{3}{\ \times U}_{\text{nQ}} \times I_{\text{kQ}}^{"}\ \ ,gdzie\ \ I_{\text{kQ}}^{"}\frac{1,1 \times U_{\text{nQ}}}{\sqrt{3} \times Z_{k}}$$

Z_k = Z_Q + Z_L

Z_Q - impedancja zastępcza systemu

Z_L - impedancja linii zasilającej

$$Z_{Q} = \frac{1,1 \times U_{\text{nQ}}^{2}}{S_{\text{kQ}}^{"}} = \frac{1,1 \times 110^{2}}{1500} = 8,87\Omega$$

$R_{L} = \frac{l}{\gamma \times S} = \frac{7500}{35 \times 240} = 0,89\Omega\ ,gdzie\ \ = \ 35\ \lbrack MS/m\rbrack\ ,\ S\ = \ 240\ \lbrack mm2\rbrack\ $

X_L = X_L^′ × l = 0, 4 × 7, 5 = 3Ω

$$Z_{L} = \sqrt{R_{L}^{2} + X_{L}^{2}} = \sqrt{{0,89}^{2} + 3^{2}} = 3,1\ \Omega$$

$$Z_{K} = \sqrt{R_{L}^{2} + {(X_{Q} + X_{L})}^{2}} = \sqrt{{0,89}^{2} + {(8,87 + 3,1)}^{2}} = 12\ \Omega$$

$$I_{\text{kQ}}^{"}\frac{1,1 \times 110}{\sqrt{3} \times 12} = 5,82\ kA$$

- Ostatecznie rzeczywista moc zwarciowa po stronie GN wynosi :

$$S_{zw1} = \sqrt{3} \times U_{\text{nQ}} \times I_{\text{kQ}}^{"} = \sqrt{3} \times 110 \times 5,82 = 1109\ MVA$$

$$S_{\text{nTmax}} = \frac{18}{100} \times \frac{1109 \times 450}{1109 - 450} = 136,3\ MVA \geq S_{\text{nT}} = > warunek\ spelniony\ $$

- Określenie mocy znamionowej transformatorów z uwagi na dopuszczalny spadek napięcia przy uderzeniach prądowych po stronie DN transformatora :

$$S_{\text{nT}} \geq \sqrt{3} \times \left\lbrack \left( I_{\text{obl}} - I_{\text{ns}} \right) \times \text{sinφ}_{\text{obl}} + I_{r} \times \text{sinφ}_{r} \right\rbrack \times U_{r} \times \frac{u_{\text{XT}}}{U_{\text{dop}}}$$

I_r ,  I_ns - prąd rozruchowy i suma prądów znamionowych silników równocześnie uruchamianych, w [A]

Ur - napięcie znamionowe sieci po stronie DN transformatora, w [kV]

U_dop - dopuszczalna wartość spadku napięcia, w [%] , ΔU_dop ≤ (10 ÷ 15) [%]

cosϕ_r - współczynnik mocy w czasie rozruchu (od 0,1 dla dużych silników do 0,4 dla małych)

Przyjęto ΔU_dop = 10 [%] , cosϕ_r =0,3 [-] gdzie:

W projekcie : I_nM = 48,7 [A]

I_r = 4,5 × I_nM = 4,5 × 48,7 = 219,15 [A]

$$I_{\text{Obl}} = \frac{S_{\text{Obl}}}{\sqrt{3} \times U_{S}} = \frac{43346}{\sqrt{3} \times 6,3} = 3972\ A$$

cosϕ_obl = 0,93 ⇒ sinϕ_obl = 0,37

cosϕ_r = 0,3 ⇒ sinϕ_r =0,95 Przyjmujemy, że : u_X% ≈ u_z%

$$S_{\text{nT}} = \sqrt{3}\left\lbrack \left( 3972 - 48,7 \right) \times 0,37 + 219,15 \times 0,95 \right\rbrack \times 6 \times \frac{18}{10} = 32,4\ MVA$$

S_nT > S - warunek spełniony

-Wyznaczenie obciążenia po stronie GN transformatorów zasilających przy uwzględnieniu mocy znamionowych dobranych typowych baterii kondensatorów :

Rodzaj obciążenia	Poblc[kW]	Qoblc[kVar]	Soblc[kVA]	cosφ
Całkowite obciążenie po uwzględnieniu współczynników jednoczesności kjp = 0.8 kjq = 0, 85	35499	29735	46307	0, 77
Straty w transformatorach zasilających	114,5	5586	------	------
Całkowite obciążenie	35613,5	35321	32143	0,93

Dla zapewnienia wymaganego współczynnika mocy cosφ=0,93 zastosowano centralną kompensację mocy biernej w rozdzielni . Moc kompensacji według obliczań wynosi 15442 kVar . Na podstawie obliczeń dobrano dziesięć baterii kondensatorów energetycznych

AB-2Y-2000 o danych znamionowych :

S_nc =2000 kVar

U_n = 6,3 kV

I_n =238A

5. Dobór linii zasilających.

- Dobór linii ze względu na obciążalność długotrwałą

Musi być spełniony warunek: I_dd ≥ I_obl.

I_dd - obciążalność długotrwała przewodu

I_Obl - prąd obliczeniowy równy prądowi znamionowemu transformatora dla bloków

linia – transformator, oraz dla tych układów H, w których jeden transformator pokrywa całkowite obciążenie obiektu .

$$I_{\text{Obl}} = \frac{S_{Z}}{\sqrt{3} \times U_{\text{rT}}} = \frac{25000}{\sqrt{3} \times 110} = 131,2\ A$$

S_z - moc transformatora zasilającego

Dla przewodów AFL 240 [mm²]obciążalność prądowa długotrwała wynosi:

- kwiecień ÷ październik : I_dd = 645 A

- listopad ÷ marzec : I_dd = 735 A I_dd > I_obl – warunek spełniony

- Dobór przekroju przewodów linii ze względu na obciążalność zwarciową :

Przekrój przewodu powinien być tak dobrany, aby nie nastąpiło przekroczenie wartości temperatury granicznej dopuszczalnej Θ_e pod wpływem ciepła wydzielonego przy przepływie prądu zwarciowego. Przekroczenie temperatury Θ_e nie nastąpi jeżeli będzie spełniony warunek :

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}}$$

I_thr - prąd znamionowy krótkotrwały wytrzymywany

S_thr - gęstość prądu znamionowego krótkotrwałego wytrzymywanego

I_th - prąd zwarciowy cieplny zastępczy

$$I_{\text{th}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

I_kq” - prąd zwarciowy początkowy w obliczeniowym miejscu zwarcia na początku linii

m = f(T_k ; χ) - współczynnik uwzględniający skutek cieplny składowej nieokresowej prądu zwarciowego

n = f(T_k ; I_k^”/I_k) - współczynnik uwzględniający skutek cieplny składowej okresowej prądu

zwarciowego

$$= 1,02 + 0,98 \times e^{- \frac{3 \times R}{X}}$$

Czas trwania zwarcia T_k jest równy : T_k = T + 0,2 , dla zabezpieczeń bezzwłocznych linii T = 0 , dlatego T_k = 0,2 s

Gęstość prądu znamionowego krótkotrwałego wytrzymywanego dla szyn aluminiowych ,

przy Θ_b = 50 ^oC i Θ_e = 200 ^oC , wynosi S_thr = 95 A/mm².

$$I_{\text{kQ}}^{"} = \frac{S_{\text{kQ}}^{"}}{\sqrt{3} \times U_{\text{nQ}}} = \frac{1500}{\sqrt{3} \times 110} = 7,87\ kA$$

S_kQ^” -moc zwarciowa po stronie GN transformatora wynosząca 1500 MVA

Prąd zwarciowy cieplny zastępczy

$$I_{\text{th}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

m = f(T_k ; χ) - współczynnik uwzględniający skutek cieplny składowej nieokresowej prądu zwarciowego

n = f(T_k ; I_k^”/I_k) - współczynnik uwzględniający skutek cieplny składowej okresowej prądu

zwarciowego

Dla systemu o napięciu znamionowym powyżej 35 kV można przyjąć R = 0, stąd χ = 2, dla tego określamy, że :

$$m\ = \ 1\ dla\ T_{k}\ = \ 0,2\ s\ = > \ = 1,02 + 0,98 \times e^{- \frac{3 \times R}{X}} = = 1,02 + 0,98 \times e^{0} = 2$$

n = 1 dla T_k = 0,2 s i I_k^”/I_k = 1 , dla systemu I_kQ = $I_{\text{kQ}}^{"}$

$I_{\text{th}} = 7,87 \times \sqrt{2} = 11,13\ kA = >$s$\geq \frac{11,13 \times \sqrt{0,2}}{95} = 52\ \text{mm}^{2} \leq 120\text{mm}^{2\ }$

Warunek spełniony

- Dobór przekroju przewodów linii ze względu na ulot :

Aby ulot był ograniczony do dopuszczalnego poziomu w liniach 110 kV należy spełnić warunek : s ≥120 mm²

Dobrano przekrój linii s = 240 mm²,więc warunek na ograniczenie ulotu jest spełniony.

- Dobór przekroju przewodów linii ze względu na dopuszczalny spadek napięcia :

Dopuszczalne spadki napięcia dla linii 110 kV nie są określone, ponieważ wszystkie transformatory zasilające110/SN są wyposażone w regulację napięcia pod obciążeniem

( istnieje możliwość ustawiania zaczepów tych transformatorów w granicach ±10 % ) i mogą utrzymywać napięcie na wyznaczonym poziomie, przy odchyleniach rzędu 1%.

Ostatecznie, spełniając powyższe warunki i wymagania unifikacji przekroju przewodów dobrano według następujące przewody:

- przewód roboczy 6AFL-6 240 mm²

- przewód odgromowy 2AFL-1,7 50 mm²

Linia zostanie poprowadzona na 5 słupach przelotowych serii OS 24 z izolatorami typu LP 75/17( izolator liniowy ,wiszący ,pniowy ) na napięcie 110 kV .

6. Obliczenia zwarciowe :

Podczas normalnej pracy każdy transformator zasila jedną z sekcji głównego systemu szyn zbiorczych. Obliczenia zwarciowe wykonano dla przypadku, gdy jeden z transformatorów uległ awarii i został odłączony. Pozostały transformator zasila, więc cały zakład i obie sekcje głównego systemu szyn, które są połączone za pomocą sprzęgła

- Obliczenie impedancji układu sprowadzonych do poziomu 6 kV

1. System elektroenergetyczny

U_rQ ≥ 35 kV X_Q = Z_Q ponieważ R_Q = 0

${Z_{Q(6)} = X_{Q(6)} = X}_{Q} \times \frac{1}{t^{2}}$

t_r = 110/6 kV/kV

S_kQ^” = 1500 MVA

U_rQ = 110 kV

$$X_{Q} = \frac{1,1 \times U_{\text{rQ}}^{2}}{S_{\text{kQ}}^{"}} = \frac{1,1 \times 110^{2}}{1500} = 8,87\ \Omega$$

$$Z_{Q(6)} = 8,87 \times \left( \frac{6,3}{110} \right)^{2} = 0,029\ \Omega$$

1. Linia napowietrzna 110 [kV] 240 mm²

X_L = X_L^′ × l = 0, 4 × 7, 5 = 3 Ω

X_L’ = 0,4 Ω/km

l = 7,5 km

$$R_{L} = \frac{1000}{\gamma \times s} = \frac{1000}{35 \times 240} = 0,119\ \Omega$$

γ = 35 MS/m

s = 240 mm²

R = R_L^’× l =0,119 ×7,5 = 0,893 Ω

- Parametry linii sprowadzone na poziom 6 kV :

X_L(6) = 3 × 0.009 Ω

R_L(6) = 0.893 × 0.003 Ω

Z_L(6) = ( 0.003+ j 0.009 ) [Ω]

Z_L(6) = 0.0095 Ω

1. Transformatory zasilające :

Dla transformatorów o mocy powyżej 2,5 MVA , można przyjąć , że .

$$Z_{T} = \frac{U_{\text{kr}} \times U_{\text{rT}}^{2}}{100 \times S_{\text{rT}}} = \frac{18 \times {6,3}^{2}}{100 \times 25} = 0,286\ \Omega$$

u_kr = 18 %

U_rT = 6,3 kV

S_rT = 25 MVA

P_kRT = 171 kW

$$u_{\text{Rr}} = \frac{P_{\text{kRT}}}{S_{\text{rT}}} \times 100 = \frac{171}{25000} \times 100 = 0,68\ \%$$

$$R_{T} = \frac{u_{\text{Rr}}}{100} \times \frac{U_{\text{rT}}^{2}}{S_{\text{rT}}} = \frac{0,68 \times {6,3}^{2}}{100 \times 25} = 0,01\ \Omega$$

$$X_{T} = \sqrt{Z_{T}^{2} - R_{T}^{2}} = \sqrt{{0,286}^{2} - {0,01}^{2}} = 0,29\ \Omega$$

1. Silniki asynchroniczne :

$$Z_{M} = \frac{U_{\text{rM}}^{2}}{\frac{I_{\text{LR}}}{I_{\text{rM}}} \times S_{\text{rM}}}$$

$$S_{\text{rM}} = \frac{P_{\text{rM}}}{\eta_{\text{rM}} \times \text{cosφ}_{\text{rM}}} = \frac{315}{0,945 \times 0,98} = 340\ kVA$$

P_nM = 315 kW

η_nM = 0,945 %

cosϕ_nM = 0,98

U_nM = 6 kV

I_LR/I_nM = 5,7

$$Z_{M(6)} = \frac{6^{2}}{5,7 \times 0,340} = 18,6\ \Omega$$

Dla silników WN o P_nM / p< 1 MW, R_M = 0.15 ×X_M , X_M = 0,989 ×Z_M

X_M = 0,989 × 18,6 = 18,4 Ω

R_M = 0,15 × 18,4 = 2,76 Ω

Z_M(6) = ( 2,76 + j 18,4 ) Ω

1. Silniki synchroniczne :

$$X_{d}^{"} = x_{d}^{"} \times \frac{U_{\text{rG}}}{S_{\text{rG}}} = 0,14 \times \frac{6^{2}}{1,5} = 3,36\ \Omega$$

dla U_rG > 1 kV oraz S_rG < 100 MVA

R_G = 0,07 X_d^” =0,07 · 3,36 = 0,24 Ω

Współczynnik poprawkowy

$K_{G} = \frac{U_{n}}{U_{\text{rG}}} = \frac{1,1}{1 + x_{d}^{"} \times sin\varphi_{\text{rG}}} = \frac{1,1 \times 6}{6(1 + 0,14 \times 0,6)} = 1,02$

Ostatecznie

Z_GK = K_G×Z_G = K_G×(R_G + jX_d^”) = 1,02×(0,24+ j3,36) = (0,25 + j3,43) Ω

Z_GK = 3,44 Ω

- Obliczenia zwarciowe :

- Zwarcie na szynach rozdzielni 6 kV w punkcie 1 schematu :

1. Początkowy prąd zwarcia :

1. Od systemu :

$$I_{\text{kQ}}^{"} = \frac{1,1 \times U_{n}}{\sqrt{3} \times \left( Z_{Q(6)} + Z_{L(6)} + Z_{T} \right)} = \frac{1,1 \times 6}{\sqrt{3} \times \left( 0,0095 + 0,029 + 0,286 \right)} = 11,74\ kA$$

1. Od silników asynchronicznych :

$$\text{\ I}_{\text{kM}}^{"} = \frac{1,1 \times U_{n}}{\sqrt{3} \times Z_{M}} = \frac{1,1 \times 6}{\sqrt{3} \times 18,6} = 0,21\ kA\ $$

1. Od silników synchronicznych :

$$I_{\text{kG}}^{"} = \frac{1,1 \times U_{n}}{\sqrt{3} \times Z_{\text{GK}}} = \frac{1,1 \times 6}{\sqrt{3} \times 3,44} = 1,12\ kA$$

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy wynosi :

I_k^” = I_kQ^” + 2×I_kM^” + 2×I_kG^” = 11,74+ 2×0,21 + 2 × 1,12= 14,4 kA

1. Prąd zwarcia udarowy :

1. Od systemu :

$$i_{\text{pQ}} = K_{Q} \times \sqrt{2} \times I_{\text{kQ}}^{"} = > K_{Q} = 1,02 + 0,98e^{\frac{- 3R}{X}} = > \frac{R}{X} = 0,036,\ stad\ K_{Q} = 1,9$$

K _Q- współczynnik udaru prądu zwarciowego

$$i_{\text{pQ}} = 1,9 \times \sqrt{2} \times 11,74 = 31,6\ kA$$

1. Od silników asynchronicznych :

$$i_{\text{pM}} = K_{M} \times \sqrt{2} \times I_{\text{kM}}^{"} = > K_{M} = 1,02 + 0,98e^{\frac{- 3R}{X}} = > \frac{R}{X} = 0,15,\ stad\ K_{M} = 1,65$$

K_M −  wspolczynnik udaru pradowego zwarciowego,  w tym przypadku,  dla 

$$\text{silnik}o\text{w\ asynchronicznych\ WN\ o}\frac{P_{\text{rM}}}{p} < 1\ \text{MW}$$

$i_{\text{pM}} = 1,65 \times \sqrt{2} \times 0,21 = 0,49\ kA$

1. Od silników synchronicznych :

$$i_{\text{pG}} = K_{G} \times \sqrt{2} \times I_{\text{kG}}^{"} = > K_{G} = 1,02 + 0,98e^{\frac{- 3R}{X}} = > \frac{R}{X} = 0.07,\ stad\ K_{G} = 1,81$$

K_G − wspolczynnik udaru pradu zwarciowego 

$$i_{\text{pG}} = 1,81 \times \sqrt{2} \times 1,12 = 2,87\ kA$$

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + 2×i_pM + 2× i_pG =31,6 + 2 × 0,49 + 2 ×2,87 = 38,3 kA

1. Prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

1. Od systemu :

I_bQ = µ×I_kQ^”

µ = f( I_k^”/I_r ; T_min )

Ponieważ zwarcie dalekie, to :

I_bQ = I_kQ^” = 11,74 kA

1. Od silników asynchronicznych :

I_bM = µ×q×I_kM^” Przy czym: I_rM = 36,2 A

µ = f( I_kM^”/ I_r ; T_min ) I_kM^” = 206 A

q = f( P_rM / p; T_min ) P_rM = 315 kW

T_min = 0,1 s

p = 8

µ = f( 5,69 ; 0,1 ) = 0,86

q = f( 0,0394 ; 0,1) = 0,24

I_bM = 0,86× 0,24× 0,206 = 0,043 kA

1. Od silników synchronicznych :

I_bG = µ ×I_kG^” Przy czym: I_rG = 172,4 A

µ = f( I_kG^”/I_r ; T_min ) I_kG^” = 1120 A

T_min = 0,1 s

µ = f( 6,5 ; 0,1 ) = 0,72

I_bG = 0,72× 1,12 = 0,806 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + 2×I_bM + 2×I_bG = 11,74 + 2×0,043 + 2×0,806 = 13,44 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

1. Od systemu :

$I_{\text{thQ}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$ Gdzie : T_k = 2+ 0,2 = 2,2 s

m = f( T_k ; K_Q ) I_kQ^”/I_k =1

n = f( T_k ; I_kQ^”/ I_k ) K_Q = 1,9

m = f( 2,2 ; 1,9 ) = 0

n = f( 2,2 ; 1 ) = 1

I_thQ = 11, 74× kA

1. Od silników asynchronicznych :

$$I_{\text{thM}} = I_{\text{kM}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

Dla silników asynchronicznych : n = 0 , gdyż I_k = 0.

m = f( T_k ; K_M ) = f( 2,2 ; 1,65 ) = 0

I_thM = 0

1. Od silników synchronicznych :

$$I_{\text{thG}} = I_{\text{kG}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

m = f( T_k ; K_G )

n = f( T_k ; I_kG^”/I_kG )

Prąd zwarciowy ustalony :

I_kG = λ×I_rG Gdzie : I_rG = 172,4 A

I_kG^”=1120 A

λ = f(I_kG^”/I_rG ;X_dsat) X_dsat = 1,4 [-]

λ = f(7,1; 1,81 ) = 2,55

I_kG = 2,55×172,4 = 439,6 A

m= f( 2,2 ; 1,81 ) = 0

n = f( 2,2 ; 2,6) = 0,45

$$I_{\text{thG}} = 1,12 \times \sqrt{0,45} = 0,75\ kA$$

1. Całkowity prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + 2×I_thM + 2×I_thG =11,74 + 2 ×0+ 2×0,75 = 13,24 kA

- Zwarcie na baterii kondensatorów w punkcie 2 schematu :

Zwarcie w punkcie 2 różni się od zwarcia w punkcie 1 tylko czasem trwania tzn. wyłącznik na baterii kondensatorów działa bezzwłocznie .

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” + 2×I_kM^” + 2×I_kG^” = 11,74+ 2×0,21 + 2 × 1,12= 14,4 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + 2× i_pM + 2×i_pG =31,6 + 2 × 0,49 + 2 ×2,87 = 38,3 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + 2×I_bM + 2×I_bG = 11,74 + 2×0,043 + 2×0,806 = 13,44 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

1. Od systemu :

$I_{\text{thQ}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$ gdzie: T_k = 0,2 [s]

m = f ( T_k ; K_Q ) I_kQ^”/I_k =1

n = f ( T_k ; I_kQ^”/I_k ) K_Q = 1,9

m = f ( 0,2 ; 1,9 ) = 0,5

n = f ( 0,2 ; 1 ) = 1

I_thQ = 11,74× kA

1. Od silników asynchronicznych :

$$I_{\text{thM}} = I_{\text{kM}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

Dla silników asynchronicznych współczynnik :

n = 0, gdyż I_k = 0.

m = f ( T_k ; K_M )

m = f ( 0,2 ;1,65) = 0,18

$$I_{\text{thM}} = 0,21 \times \sqrt{0,18} = 0,09\ kA$$

1. Od silników synchronicznych :

$$I_{\text{thG}} = I_{\text{kG}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

m = f ( T_k ; κ )

n = f ( T_k ; I_kG^”/I_kG)

m = f ( 0,2 ; 1,81 ) = 0,25

n = f ( 0,2 ; 2,6 ) = 0,75

$$I_{\text{thG}} = 1,21 \times \sqrt{0,25 + 0,75} = 1,21\ kA$$

Całkowity prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + 2×I_thM + 2×I_thG = 14,37 + 2×0,09 + 2×1,21 = 16,97 kA

- Zwarcie na transformatorach odbiorczych w punkcie 3 schematu:

Zwarcie w punkcie 3 różni się od zwarcia w punkcie 1 tylko czasem trwania tzn. zwłoka czasowa na wyłączniku wynosi 1 s

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” + 2×I_kM^” + 2×I_kG^” = 11,74+ 2×0,21 + 2 × 1,12= 14,4 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + 2× i_pM + 2×i_pG =31,6 + 2 × 0,49 + 2 ×2,87 = 38,3 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + 2×I_bM + 2×I_bG = 11,74 + 2×0,043 + 2×0,806 = 13,44 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

1. Od systemu :

$I_{\text{thQ}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$ gdzie: T_k = 0,2 + 0,5 =0,7 s

m = f ( T_k ; K_Q ) I_kQ^”/I_k =1

n = f ( T_k ; I_kQ^”/I_k ) K_Q = 1,9

m = f ( 0,7 ; 1,9 ) = 0,15

n = f ( 0,7 ; 1 ) = 1

I_thQ = 11,74× kA

1. Od silników asynchronicznych :

$$I_{\text{thM}} = I_{\text{kM}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

Dla silników asynchronicznych współczynnik :

n = 0, gdyż I_k = 0.

m = f ( T_k ; K_M )

m = f ( 0,7 ;1,65) = 0,05

I_thM = 0, 21 × 0, 05 = 0, 011 kA

1. Od silników synchronicznych :

$$I_{\text{thG}} = I_{\text{kG}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

m = f ( T_k ; κ )

n = f ( T_k ; I_kG^”/I_kG)

m = f ( 0,7 ; 1,81 ) = 0,06

n = f ( 0,7 ; 2,6 ) = 0,55

$$I_{\text{thG}} = 1,21 \times \sqrt{0,06 + 0,55} = 0,95\ kA$$

Całkowity prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + 2×I_thM + 2×I_thG = 12,58 + 2×0,11 + 2×0,95 = 14,7 kA

- Zwarcie na odpływie liniowym do stacji pośredniej SP w punkcie 4 schematu :

Zwarcie w punkcie 3 różni się od zwarcia w punkcie 1 tylko czasem trwania tzn. zwłoka czasowa na wyłączniku wynosi 1 s .

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” + 2×I_kM^” + 2×I_kG^” = 11,74+ 2×0,21 + 2 × 1,12= 14,4 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + 2× i_pM + 2×i_pG =31,6 + 2 × 0,49 + 2 ×2,87 = 38,3 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + 2×I_bM + 2×I_bG = 11,74 + 2×0,043 + 2×0,806 = 13,44 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

1. Od systemu :

$I_{\text{thQ}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$ gdzie: T_k = 0,2 + 1 =1,2 s

m = f ( T_k ; K_Q ) I_kQ^”/I_k =1

n = f ( T_k ; I_kQ^”/I_k ) K_Q = 1,9

m = f ( 1,2 ; 1,9 ) = 0

n = f ( 1,2 ; 1 ) = 1

I_thQ = 11,74× kA

1. Od silników asynchronicznych :

$$I_{\text{thM}} = I_{\text{kM}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

Dla silników asynchronicznych współczynnik :

n = 0, gdyż I_k = 0.

m = f ( T_k ; K_M )

m = f ( 1,2 ;1,65) = 0

I_thM = 0, 21 × 0 = 0 kA

1. Od silników synchronicznych :

$$I_{\text{thG}} = I_{\text{kG}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

m = f ( T_k ; κ )

n = f ( T_k ; I_kG^”/I_kG)

m = f ( 1,2 ; 1,81 ) = 0

n = f ( 1,2 ; 2,6 ) = 0,45

$$I_{\text{thG}} = 1,21 \times \sqrt{0 + 0,45} = 0,81\ kA$$

Całkowity prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + 2×I_thM + 2×I_thG = 11,74 + 2×0 + 2×0,81 = 13,36 kA

- Zwarcie na zaciskach silnika synchronicznego w punkcie 5 schematu :

Zwarcie w punkcie 5 różni się od zwarcia w punkcie 1 czasem trwania zwarcia tzn. wyłącznik na silniku działa bezzwłocznie , oraz tym , że w całkowitym prądzie zwarciowym płynącym przez wyłącznik występuje udział tylko od jednego silnika synchronicznego.

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” + 2×I_kM^” + I_kG^” = 11,74+ 2×0,21 + 1,12= 13,28 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + 2× i_pM + i_pG =31,6 + 2 × 0,49 + 2,87 = 35,5 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + 2×I_bM + I_bG = 11,74 + 2×0,043 + 0,806 = 12,634 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + 2×I_thM + I_thG = 14,37 + 2×0,09 + 1,21 = 15,76 kA

- Zwarcie na zaciskach silnika asynchronicznego w punkcie 6 schematu :

Zwarcie w punkcie 6 różni się od zwarcia w punkcie 1 czasem trwania zwarcia tzn. wyłącznik na silniku działa bezzwłocznie oraz tym , że w całkowitym prądzie zwarciowym płynącym przez wyłącznik występuje udział tylko od jednego silnika asynchronicznego.

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” + I_kM^” +2×I_kG^” = 11,74+ 0,21 + 2×1,12= 14,19 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + i_pM + 2×i_pG =31,6 + 0,49 + 2×2,87 = 37,83 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + I_bM + 2×I_bG = 11,74 + 0,043 + 2×0,806 = 13,395 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + I_thM + 2×I_thG = 14,37 + 0,09 + 2×1,21 = 16,88 kA

- Zwarcie na szynach z wyłącznikiem sprzęgłowym w punkcie 7 schematu :

Zwarcie w punkcie 7 różni się od zwarcia w punkcie 1 czasem trwania zwarcia tzn. zwłoka czasowa na wyłączniku wynosi 1,5 s oraz tym , że w całkowitym prądzie zwarciowym płynącym przez wyłącznik występują udziały tylko od jednego silnika synchronicznego i jednego asynchronicznego.

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” + I_kM^” + I_kG^” = 11,74+ 0,21 + 1,12= 13,07 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ + i_pM + i_pG =31,6 + 0,49 + 2,87 = 34,96 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ + I_bM + I_bG = 11,74 + 0,043 + 0,806 = 12,586 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

1. Od systemu :

$I_{\text{thQ}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$ gdzie: T_k = 0,2 + 1,5 =1,7 s

m = f ( T_k ; K_Q ) I_kQ^”/I_k =1

n = f ( T_k ; I_kQ^”/I_k ) K_Q = 1,9

m = f ( 1,7 ; 1,9 ) = 0

n = f ( 1,7 ; 1 ) = 1

I_thQ = 11,74× kA

1. Od silników asynchronicznych :

$$I_{\text{thM}} = I_{\text{kM}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

Dla silników asynchronicznych współczynnik :

n = 0, gdyż I_k = 0.

m = f ( T_k ; K_M )

m = f ( 1,7 ;1,65) = 0

I_thM = 0, 21 × 0 = 0 kA

1. Od silników synchronicznych :

$$I_{\text{thG}} = I_{\text{kG}}^{"} \times \sqrt{m + n}$$

m = f ( T_k ; κ )

n = f ( T_k ; I_kG^”/I_kG)

m = f ( 1,7 ; 1,81 ) = 0

n = f ( 1,7 ; 2,6 ) = 0,42

$$I_{\text{thG}} = 1,21 \times \sqrt{0 + 0,42} = 0,78\ kA$$

1. Całkowity prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

I_th = I_thQ + 2×I_thM + 2×I_thG = 11,74 + 0 + 0,78 = 12,52 kA

- Zwarcie na wyłączniku szynowym w punkcie 8 schematu :

Zwarcie w punkcie 8 różni się od zwarcia w punkcie 1 czasem trwania zwarcia tzn. zwłoka czasowa na wyłączniku wynosi 2 s, oraz tym, że całkowity prąd zwarciowy płynący przez wyłącznik pochodzi tylko od systemu.

1. Całkowity prąd zwarciowy początkowy :

I_k^” = I_kQ^” = 11,74 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy udarowy :

i_p = i_pQ = 31,6 kA

1. Całkowity prąd zwarciowy wyłączeniowy symetryczny :

I_b = I_bQ = 11,74 kA

1. Prąd zwarciowy cieplny zastępczy :

$I_{\text{thQ}} = I_{\text{kQ}}^{"} \times \sqrt{m + n}$ gdzie: T_k = 0,2 + 2=2,2 s

m = f ( T_k ; K_Q ) I_kQ^”/I_k =1

n = f ( T_k ; I_kQ^”/I_k ) K_Q = 1,9

m = f ( 2,2 ; 1,9 ) = 0

n = f ( 2,2 ; 1 ) = 1

I_thQ = 11,74× kA

- Wyniki obliczeń prądów zwarciowych dla poszczególnych obliczeniowych miejsc zwarcia :

Obliczeniowe miejsce zwarciowe	Ik^” [kA]	ip [kA]	Ib [kA]	Ith [kA]	Tk [s]
1	14,4	38,3	13,44	13,24	2,2
2	14,4	38,3	13,44	16,97	0,2
3	14,4	38,3	13,44	14,7	0,7
4	14,4	38,3	13,44	13,36	1,2
5	13,28	35,5	12,634	15,76	0,2
6	14,19	37,83	13,395	16,88	0,2
7	13,07	34,96	12,586	12,52	1,7
8	11,74	31,6	11,74	11,74	2,2

- Dobór urządzeń rozdzielczych SN :

1. Dobór linii elektroenergetycznych w sieci rozdzielczej SN obiektu inwestycyjnego :

1. W sieci rozdzielczej SN obiektu pracującej w układzie promieniowym założono

stosowanie linii kablowych. Linie tworzyć będą kable trójżyłowe z żyłami

aluminiowymi w izolacji polwinitowej ułożone bezpośrednio w ziemi.

Doboru napięcia znamionowego kabli dokonano zgodnie z zależnością:U_nk ≥ U_ns

Ponieważ napięcie znamionowe sieci U_ns= 6 kV , przyjęto napięcie znamionowe kabla

U_nk= 6 kV.

1. Dobór przekroju żył roboczych kabla dla linii zasilającej stację oddziałową SO (zwarcie w pkt. 3) :

1. Dobór przekroju przewodów ze względu na obciążalność prądową długotrwałą :

I_dd ≥ I_Obl

I_dd - obciążalność długotrwała kabla określona przy uwzględnieniu rzeczywistych warunków ułożenia

I_obl - prąd obliczeniowy

$$I_{\text{Obl}} = \frac{S_{\text{nT}}}{\sqrt{3} \times U_{\text{nT}}} = \frac{630}{\sqrt{3} \times 6,3} = 57,5\ A\ \leq \ I_{\text{dd\ }}$$

1. Dobór przekroju żył przewodów ze względu na obciążalność zwarciową :

Przekrój powinien być tak dobrany , aby nie nastąpiło przekroczenie wartości temperatury

granicznej dopuszczalnej Θ_e pod wpływem ciepła wydzielonego przy przepływie prądu

zwarciowego. Przekroczenie temperatury Θ_e nie nastąpi jeśli będzie spełniony warunek:

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}}$$

I_th - prąd zwarciowy cieplny zastępczy, w A

S_thr­ - gęstość prądu znamionowego krótkotrwałego wytrzymywanego, w A/mm²

T_kr = 0,7 s

Dla kabli o izolacji polwinitowej o Θ_b = 70 ^oC i Θ_e = 150 ^oC, S_thr = 72 A/mm²

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{14700 \times \sqrt{0,7}}{72} = 170\ \text{mm}^{2}$$

Wybrano kabel elektroenergetyczny miedziany o izolacji , powłoce i zewnętrznej osłonie polwinitowej , opancerzony drutami stalowymi płaskimi na napięcie znamionowe U_nk = 6 kV trójżyłowy o przekroju żyły 240 [mm²] typu :

YKYFpy 6 kV 3 ×240 mm²

Dla danego kabla I_dd = 540 A > I_obl

- Dobór przekroju żył roboczych kabla dla linii zasilającej stację pośrednią SP (zwarcie w pkt. 4) :

1. Dobór przekroju przewodów ze względu na obciążalność prądową długotrwałą :

$$I_{\text{dd}} \geq I_{\text{Obl}} = \frac{S_{\text{Obl}}}{\sqrt{3} \times U_{\text{ns}}} = \frac{5240}{\sqrt{3} \times 6} = 504\ A$$

I_dd ≥ 504 A

1. Dobór przekroju żył przewodów ze względu na obciążalność zwarciową :

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{13360 \times \sqrt{1,2}}{72} = 203\ \text{mm}^{2}$$

s ≥ 203 mm²

Wybrano kabel elektroenergetyczny miedziany o izolacji , powłoce i zewnętrznej osłonie polwinitowej , opancerzony drutami stalowymi płaskimi na napięcie znamionowe U_nk = 6 kV trójżyłowy o przekroju żyły 240 [mm²] typu :

YKYFpy 6 kV 3 ×240 mm²

Dla danego kabla I_dd = 540 A > I_obl

- Dobór przekroju żył roboczych kabla dla linii zasilającej pojedynczy silnik synchroniczny (zwarcie w pkt. 5) :

1. Dobór przekroju przewodów ze względu na obciążalność prądową długotrwałą :

I_dd ≥ I_Obl

I_obl = I_nS = 172,4 A

I_dd ≥ 172,4 A

1. Dobór przekroju żył przewodów ze względu na obciążalność zwarciową :

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{15760 \times \sqrt{0,2}}{72} = 97\ \text{mm}^{2}$$

Wybrano kabel elektroenergetyczny aluminiowy o izolacji , powłoce i zewnętrznej osłonie polwinitowej , opancerzony drutami stalowymi płaskimi na napięcie znamionowe U_nk = 6 kV, trójżyłowy o przekroju żyły 110 mm² typu :

YAKYFpy 6 [kV] 3 ×110 mm²

Dla danego kabla I_dd = 240 A > I_obl

- Dobór przekroju żył roboczych kabla dla linii zasilającej pojedynczy silnik asynchroniczny (zwarcie w pkt. 6) :

1. Dobór przekroju przewodów ze względu na obciążalność prądową długotrwałą :

I_dd ≥ I_Obl

I_obl = I_nM = 36,2 A

I_dd ≥ 36,2 A

1. Dobór przekroju żył przewodów ze względu na obciążalność zwarciową :

$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{16880 \times \sqrt{0,2}}{72} = 104\ \text{mm}^{2}$ s ≥ 104 mm²

Wybrano kabel elektroenergetyczny aluminiowy o izolacji , powłoce i zewnętrznej osłonie polwinitowej , opancerzony drutami stalowymi płaskimi na napięcie znamionowe U_nk = 6 kV, trójżyłowy o przekroju żyły 110 mm² typu :

YAKYFpy 6 [kV] 3 ×110 mm²

Dla danego kabla I_dd = 240 A > I_obl

- Dobór przekroju żył roboczych kabla dla linii zasilającej baterie kondensatorów (zwarcie w pkt. 2)

1. Dobór przekroju przewodów ze względu na obciążalność prądową długotrwałą :

I_dd ≥ I_Obl

I_obl = I_nbk = 238A

I_dd ≥238A

1. Dobór przekroju żył przewodów ze względu na obciążalność zwarciową :

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{16970 \times \sqrt{0,2}}{72} = 105\ \text{mm}^{2}\ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ s \geq 105\ \text{mm}^{2}$$

Wybrano kabel elektroenergetyczny aluminiowy o izolacji , powłoce i zewnętrznej osłonie polwinitowej , opancerzony drutami stalowymi płaskimi na napięcie znamionowe U_nk = 6 kV, trójżyłowy o przekroju żyły 110 mm² typu :

YAKYFpy 6 [kV] 3 ×110 mm²

Dla danego kabla I_dd = 240 A > I_obl

7) Dobór szyn zbiorczych :

W projektowanej rozdzielnicy założono stosowanie szyn aluminiowych, malowanych, łączonych przez docisk, z poziomym ułożeniem szerszej bocznej płaszczyzny szyny.

Przekrój szyny dobiera się sprawdzając:

a) Obciążalność prądową długotrwałą

b) Wytrzymałość zwarciową elektrodynamiczną

c) Obciążalność zwarciową cieplną

- Kryterium obciążalności prądowej długotrwałej

I_dd ≥ I_obl

Za wartość prądu obliczeniowego przyjęto wartość prądu znamionowego

transformatora zasilającego.

$$I_{\text{Obl}} = \frac{S_{\text{nT}}}{\sqrt{3} \times U_{\text{nT}}} = \frac{25000}{\sqrt{3} \times 6,3} = 2291\ A$$

Wstępnie przyjęto szynę 3/100x10 I_ddn =4000 A, dla Θ_e = 25 ^oC

Przyjętą z tablicy wartość I_ddn należy skorygować ze względu na warunki ułożenia

I_dd = I_ddn×k_t3×k_g8×k_g9

k_t3 - współczynnik uwzględniający zmianę wartości temperatury granicznej Θ_dd

i temperatury otoczenia Θ_o, przy czym dla szyn Al łączonych przez docisk

Θ_dd = 70 ^oC; za Θ_o w warunkach wnętrzowych przyjęto 25 ^oC

Założono, że Θ_o oraz Θ_dd nie zmieniają się, k_t3 = 0,78

k_g8 - współczynnik uwzględniający poziome ułożenie szerszej bocznej płaszczyzny

szyny. Z tablicy odczytano wartość współczynnika k_g8 = 0,9 dla szyn malowanych 2(P100x10)

k_g9 - współczynnik uwzględniający ułożenie osi szyn. Z tablicy przyjęto k_g9 = 1

Ostatecznie: I_dd = 4000 ×0,78×0,9×1 = 2700 A

I_dd > I_obl (warunek spełniony)

- Dobór szyn zbiorczych ze względu na wytrzymałość zwarciową elektrodynamiczną :

1. Wartość szczytową siły między przewodami fazowymi w płaskim układzie szyn

przy zwarciu trójfazowym :

$$F = 0,2 \times i_{p}^{2} \times \frac{l}{a} \times 0,87$$

i_p - prąd udarowy w obliczeniowym miejscu zwarcia 1, i_p=38,3 kA

a - odstęp między osiami szyn, a=0,3 m

l - odległość między podporami szyn, l=1,2 m

$$F = 0,2 \times {38,3}^{2} \times \frac{1,2}{0,3} \times 0,87 = 1020\ N$$

1. Częstotliwość drgań własnych pojedynczego przewodu fazowego :

$$f_{c} = \frac{\gamma}{l^{2}} \times \sqrt{\frac{E \times J}{m'}}\ $$

E - moduł Younga E_Al = 70000 N/mm²

m’- masa przewodu fazowego o przekroju prostokątnym na jednostkę długości

m’= 0,27 × b×d kg/m

b - wymiar przewodu szynowego prostopadły do kierunku działania siły

b = 1 cm = 0,01 m

d - wymiar przewodu szynowego równoległy do kierunku działania siły

d = 10 cm = 0,1 m

m’= 0,27×1×10 = 2,7 kg/m

γ = 0,365 dla trzech lub więcej przęseł

J - moment bezwładności przewodów szynowych o przekroju prostokątnym

$$J = \frac{b \times d^{3}}{12} = \frac{1 \times 10^{3}}{12} = 83\ \text{cm}^{3}$$

$$f_{c} = \frac{0,365}{{1,2}^{2}} \times \sqrt{\frac{70000 \times 83}{2,7}} = 372\ Hz\ $$

f_c < 90 Hz lub f_c > 115 Hz => f_c = 372 Hz (warunek spełniony)

1. Największe naprężenie zginające w przewodzie fazowym :

$$\sigma_{m} = V_{\sigma} \times V_{r} \times \beta \times \frac{F_{m} \times l}{8Z}$$

β = 0,73 - dla trzech lub więcej przęseł

V_σ = f ( f_c/f ) = f ( 4,36 ) = 1

V_r = f ( f_c/f ) = f ( 4,36 )

V_r = 1 - gdy brak automatyki SPZ

Z - wskaźnik wytrzymałości przewodów szynowych o przekroju prostokątnym

$$Z = \frac{b \times d^{2}}{6} = \frac{0,01 \times {0,1}^{2}}{6} = 16\ \text{cm}^{2}$$

σ_m = N/mm²

1. Dopuszczalne naprężenie w przewodzie fazowym :

σ_m ≤ q × R_p0, 2

q = 1,5 dla przewodów szynowych o przekroju prostokątnym

R_p0,2Al = 70 N/mm²- granica plastyczności

9,6 ≤ 1,5×70 = 105 N/mm² (warunek spełniony)

- Dobór szyn zbiorczych ze względu na obciążalność zwarciową cieplną szyn .

Przekrój został dobrany poprawnie jeżeli spełniony jest warunek:

$$s \geq s_{\min} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}}$$

Dla szyn aluminiowych przy Θ_b = 50 ^oC i Θ_e = 200 ^oC S_thr = 95 A/mm²

- Dla zwarcia w punkcie 1 :

I_th = 13,24 kA

T_k = 2,2 s

$$s \geq s_{\min} = \frac{13,24 \times \sqrt{2,2}}{95} = 207\ \text{mm}^{2}$$

s = 100 ×10 = 1000 mm² > 207 mm² (warunek spełniony)

Dobrana szyna 3/100x10 spełnia wszystkie kryteria doboru.

8) Dobór izolatorów stacyjnych :

Izolatory dobiera się ze względu na:

a) Wytrzymałość elektryczną

b) Wytrzymałość mechaniczną

c) Odporność na zabrudzenia.

1. Dobór izolatorów ze względu na wytrzymałość elektryczną :

Wymagania dotyczące wytrzymałości elektrycznej sprowadzają się do spełnienia warunku:

U_ni ≥ U_ns

U_ni - napięcie znamionowe izolatora

U_ns - napięcie znamionowe sieci równe 6 kV

Dobrano napięcie znamionowe izolatora U_ni = 7,2 kV

1. Dobór izolatora ze względu na wytrzymałość mechaniczną :

Największa siła zginająca działająca na izolator wsporczy :

F_d = V_F×V_r×α×F_m

α = 1,1 - dla trzech lub więcej przęseł

V_F = f ( f_c/f ) = f (4,36) = 1,1

V_r = f ( f_c/f ) = f (4,36) = 1

f_c = 372 Hz

F_m = 1020 N

F_d = 1,1×1×1,1×1020 = 1234,2 N

Siła zginająca sprowadzona do strony górnego okucia izolatora:

$$F_{z} = F_{d}\frac{H_{1}}{H}$$

H = 130 mm

H₁ = = mm

b = 10 mm - wymiar pionowy szyny

$$F_{z} = 1234,2 \times \frac{100}{95} = 1299,2\ N$$

Dobrano izolator stacyjny wsporczy MCL – IW – 15 o danych znamionowych:

U_n =7,2 kV

F_mn = 4000 N

H = 95 mm

d₁ = 100 mm

d₂ = 120 mm

- Prądy obliczeniowe wynoszą :

1. I_Obl = I_dd = 470 A

2. $I_{\text{Obl}} = 1,3 \times \frac{S_{\text{nT}}}{\sqrt{3} \times U_{\text{nT}}} = 1,3 \times \frac{630}{\sqrt{3} \times 6,3} = 57,7\ A$

3. I_Obl = 1,3×I_nM = 1,3×36,2 = 47,1 A

4. I_obl = 1,3×I_nS = 1,3×172,4 = 224,1 A

5. I_obl = 1,4×I_nbk = 1,4×238 = 309,4 A

6. $I_{\text{Obl}} = 0,5 \times 1,3 \times \frac{S_{\text{nT}}}{\sqrt{3} \times U_{\text{nT}}} = 0,5 \times 1,3 \times \frac{25000}{\sqrt{3} \times 6,3} = 1489,3\ A$

7. $I_{\text{Obl}} = 1,3 \times \frac{S_{\text{nT}}}{\sqrt{3} \times U_{\text{nT}}} = 1,3 \times \frac{25000}{\sqrt{3} \times 6,3} = 2978,6\ A$

Dane wyjściowe przy doborze urządzeń rozdzielczych

Nazwa pola	Numer pola	Iobl [A]	Ik^” [kA]	ip [kA]	Ib [kA]	Ith [kA]	Tk [s]
Baterie kondensatorów	3 26	309,4	14,4	38,3	13,44	16,97	0,2
Transformatory odbiorcze	79 2022	57, 7	14,4	38,3	13,44	14,7	0,7
Odpływy liniowe	10 18	470	14,4	38,3	13,44	13,36	1,2
Silniki synchroniczne	11 19	224,1	13,28	35,5	12,634	15,76	0,2
Silniki asynchroniczne	12 17	47,1	14,19	37,83	13,395	16,88	0,2
Sprzęgło	14 15	1489,3	13,07	34,96	12,586	12,52	1,7
Transformatory zasilające	13 16	2978,6	11,74	31,6	11,74	11,74	2,2

9) Dobór rozdzielnicy prefabrykowanej :

Liczba pól rozdzielnicy wynosi 28. Dobrano rozdzielnicę jednoczłonową, otwartą dwusystemową typu : RSD – 12 o danych technicznych:

1. Napięcie znamionowe izolacji: U_ni = 24 kV > U_ns = 6 kV

2. Napięcie znamionowe robocze: U_nr = 6 kV = U_ns = 6 kV

3. Prąd znamionowy szyn zbiorczych I_ncs = 2500 A > I_obl = 2291 A

4. Największy znamionowy prąd pola I_ncp = 1600 A

5. Prąd znamionowy szczytowy pola i_nszp= 80 kA > i_pmax= 38,3 kA

6. Prąd znamionowy cieplny zastępczy I_thrp = 20 kA

$$I_{\text{thrp}} \times \sqrt{\frac{T_{\text{kr}}}{T_{k}}} > I_{\text{thpmax}} = 11,4\ kA$$

10) Dobór wyłączników :

- Kryteria doboru wyłączników :

1. U_ni ≥ U_ns oraz U_gr ≥ U_nm

U_ni - napięcie znamionowe izolacji

U_ns - napięcie znamionowe sieci równe 6 kV

U_gr - napięcie łączeniowe górne

U_rm - maksymalne napięcie robocze sieci równe 7,2 kV

1. I_n ≥ I_obl

I_n - prąd znamionowy wyłącznika

I_obl - prąd obliczeniowy

1. I_nb ≥ I_b

I_nb - znamionowy prąd wyłączeniowy symetryczny

I_b - prąd wyłączeniowy symetryczny

1. i_nz ≥ i_p oraz i_nsz ≥ i_p

i_nz - prąd załączalny

i_nsz - prąd szczytowy

i_p - prąd udarowy

1. I_thrw ≥ I_thr

I_thrw - znamionowy prąd zastępczy cieplny T_kr - sekundowy

I_thr - prąd zastępczy cieplny T_kr - sekundowy

dla T_k >T_kr $I_{\text{thrp}} \times \sqrt{\frac{T_{\text{kr}}}{T_{k}}} > I_{\text{th}}$

dla T_k ≤ T_kr I_thr ≥ I_th

Dobrano wyłącznik zasilający z wyzwalaczem selektywnym firmy Moeller

IZM /50 / 2500 2-D o danych znamionowych :

U_n = 24 kV

I_n = 2500 A

I_nb = 50 kA

i_np = 80 kA

I_{thr(3 sek)} = 20 [kA]

Wyłącznik ten zastosowano we wszystkich polach rozdzielni .

11) Dobór odłączników :

- Kryteria doboru odłączników

1. U_ni ≥ U_ns

U_ni - napięcie znamionowe izolacji

U_ns - napięcie znamionowe sieci równe 6 kV

1. I_n ≥ I_obl

I_n - prąd znamionowy wyłącznika

I_obl - prąd obliczeniowy

1. i_nsz ≥ i_p

i_nsz - prąd szczytowy

i_p - prąd udarowy

1. I_thro ≥ I_thr

I_thro - znamionowy prąd zastępczy cieplny T_kr - sekundowy

I_thr - prąd zastępczy cieplny T_kr - sekundowy

dla T_k >T_kr $I_{\text{thrp}} \times \sqrt{\frac{T_{\text{kr}}}{T_{k}}} > I_{\text{th}}$

dla T_k ≤ T_kr I_thr ≥ I_th

Dobrano odłączniki wnętrzowe trójbiegunowe typu : OW III 24 / 12 -1 o danych znamionowych :

U_n = 24 [kV]

I_n = 1250 [A]

i_np = 50 [kA]

I_{thr(3 sek)} = 20 [kA]

Oraz odłączniki wnętrzowe OW 36/ 31-1

U_n = 36 kV

I_n = 3150 A

i_np = 150 kA

I_{thr(3 sek)} = 50 kA

Pierwszy odłącznik stosowany jest we wszystkich polach, z wyjątkiem transformatora zasilającego i sprzęgła .

12) Obwody pomocnicze, dobór zabezpieczeń i przekładników :

- Dobór przekładników prądowych :

Kryteria doboru przekładników prądowych .

1. U_n ≥ U_ns

U_n - napięcie znamionowe przekładnika

U_ns - napięcie znamionowe sieci równe 6 kV

1. 1,2×I_1n ≥ I_obl

I_1n - prąd znamionowy strony pierwotnej przekładnika

I_obl - prąd obliczeniowy : dla linii kablowej I_obl = I_dd

dla generatorów, silników, transformatorów I_obl = I_r

Ze względu na wartość błędów:

0,1×I_1n ≤ I_obl ≤ 1,2 × I_1n - dla przekładników klasy 0,1÷1

0,5×I_1n ≤ I_obl ≤ I_1n - dla przekładników klasy 3P,5P i 10P

1. I_2n = 5, 2, lub 1 A

I_2n - znamionowy prąd strony wtórnej

1. S_n ≥ I_2n² × Z_2n

S_n - moc znamionowa przekładnika

Z_2n - obciążenie znamionowe strony wtórnej

1. i_sz ≥ i_p

i_sz - prąd szczytowy pola

i_p- prąd udarowy

1. I_thrp ≥ I_thr

I_thrp - prąd znamionowy zastępczy cieplny T_kr - sekundowy przekładnika

I_thr - prąd zastępczy cieplny T_kr - sekundowy

- Dobór napięcia znamionowego

U_n = 12 kV > U_ns = 6 [kV]

- Dobór znamionowego prądu pierwotnego

Dla maszyny asynchronicznej I_obl = 47,1 A. Przyjęto I_1n = 50 A.

1,2 I_1n > I_obl

Ze względu na wartość błędów dla przekładnika klasy 0,1÷1 musi być spełniony warunek:

0,1 I_1n ≤ I_obl ≤ 1,2 I_1n

0,1×50 < 47,1 < 1,2×50

5 < 47,1 < 60

- Dobór znamionowego prądu wtórnego

I_2n = 5 A

- Moc znamionowa przekładnika

W stanie normalnej pracy przekładników dobrano układ połączeń niepełnej gwiazdy

Z_f -impedancje przyrządów

R_p ,R_po -rezystancje przewodów

Obciążenie rdzenia pierwszego (zasilanie przyrządów) stanowią :

a)Amperomierz elektromagnetyczny E 30-144 o impedancji Z_A = 0,66 Ω

b Licznik energii o impedancji Z_L = 0,05 Ω

c)Rezystancja styków R_z = 0,05 Ω (dla przyrządów przyłączonych do przekładników

pracujących w rozdzielnicach wnętrzowych)

d)Rezystancja przewodów R_p = R_po = 0,22 Ω

Przyjęto długość przewodów l = 50 m o przekroju 4 mm²

Impedancja obciążenia dla stanu normalnego wynosi:

$$Z = \sqrt{\left( Z_{f} + R_{p} + 0,5 \times Z_{0} + 0,5 \times R_{\text{po}} \right)^{2} + 0,75 \times \left( Z_{0} + R_{\text{po}} \right)^{2}} + R_{Z} = 1,1\ \Omega$$

Z_f = Z_A + Z_L = 0,71 Ω

R_p = 0,22 Ω

Z_o = 0 Ω

R_po = 0,22 Ω

Impedancja obciążenia przy zwarciu dwufazowym wynosi:

Z’= Z_f + R_p + R_po + R_z = 1,2 Ω

Wobec tego obciążenie strony wtórnej wynosi:

S_z = I_2n² × Z = 25 × 1, 1 = 27, 5 VA

Dobrano przekładnik typu IMZ 24,o danych znamionowych:

U_n = 24 [kV]

I_1n = 90 [A]

I_2n = 5 [A]

I_thr = 100×I_1n = 9 kA

i_nsp = 2,5×I_thr = 22,5 kA

Rdzeń 30 VA 10P15

klasa 0,5

FS<10

Współczynnik bezpieczeństwa FS podany jest dla obciążenia mocą znamionową S_n

Współczynnik bezpieczeństwa rzeczywisty :

$$\text{FS}_{x} = \text{FS}_{10} \times \frac{Z_{2n}}{Z'} = 5 \times \frac{1,2}{1,2} = 5$$

FS_x ≤ FS₁₀

$$Z_{2n} = \frac{S_{n}}{I_{2n}^{2}} = 1,2\ \Omega$$

FS₁₀ = 5 dla liczników, przyrządów pomiarowych, oraz przekaźników o charakterystyce niezależnej .

- Obciążenie rdzenia drugiego (zasilanie zabezpieczeń) stanowią :

1. Impedancja członu termicznego przekaźnika RIzc : $Z_{\text{ct}} = \frac{S_{\text{RIzc}}}{I_{2n}^{2}} = 0,44\ \Omega$

2. Impedancja członu elektromagnesowego przekaźnika RIzc : Z_ce = 0,04 Ω

3. Rezystancja przewodów : R_p = R_po = 0,22 Ω

4. Rezystancja styków : R_z = 0,05 Ω

Analogicznie jak w poprzednim przypadku :

a) Impedancja obciążenia w stanie normalnej pracy Z = 0,88 Ω

b) Impedancja obciążenia przy zwarciu dwufazowym Z’= 0,97 Ω

Zatem obciążenie strony wtórnej wynosi: S_Z = I_2n² × Z = 25 × 0, 88 = 22 VA

Dobrano rdzeń II typu E 30 /10P10

- Współczynnik graniczny dokładności rzeczywisty FE_x

$$\text{FE}_{X} = \text{FE}_{10} \times \frac{Z_{2n}}{Z'} = \text{FE}_{10} \times \frac{S_{n}}{I_{2n}^{2} \times Z'} = 10 \times \frac{30}{25 \times 0,97} = 12,4$$

FE_x > FE₁₀

FE₁₀ = 10 dla zabezpieczeń nadprądowych zależnych , różnicowych i odległościowych .

- Obliczeniowa wartość współczynnika F_obl wymagana do poprawnego działania zabezpieczeń :

$$F_{\text{obl}} = \frac{1,1 \times k_{n} \times I_{r}}{k_{s} \times I_{2n}}$$

k_n - współczynnik niezawodności 1,4÷2 , przyjęto k_n = 2

k_s - współczynnik schematu równy 1

I_r - prąd rozruchowy przekaźnika $I_{r} = \frac{k_{s} \times k_{b} \times I_{\text{LR}}}{\vartheta_{i}} = \frac{1 \times 1,4 \times 206}{15} = 19,2\ A$

k_b - współczynnik bezpieczeństwa równy 1,2÷1,4 (przyjęto k_b = 1,4)

I_LR - prąd rozruchowy silnika równy 206 A

ϑ_i - przekładnia prądowa przekładnika równa 15

$$F_{\text{obl}} = \frac{1,1 \times k_{n} \times I_{r}}{k_{s} \times I_{2n}} = \frac{1,1 \times 2 \times 19,2}{1 \times 5} = 8,5$$

FE_x > F_obl

- Sprawdzenie współczynnika czułości :

$$k_{c} = \frac{I_{\text{z\ min}}^{(2)}}{I_{r} \times \vartheta_{i}} \geq 2$$

I_{z min}⁽²⁾- najmniejszy prąd zwarcia dwufazowego na zaciskach silnika

$$I_{\text{z\ min}}^{(2)} = \frac{\sqrt{3}}{2} \times I_{\text{kM}}^{"} = \frac{\sqrt{3}}{2} \times 9 = 7,79\ kA = > k_{c} = \frac{7790}{19,2 \times 15} = 27,1 \geq 2$$

   (warunek spelniony)

- Klasa dokładności :

Dla rdzenia pierwszego spełniony jest warunek

0,25×S_n ≤ S ≤ S_n

0,25×30 ≤ 27,5 ≤ 30

7,5 ≤ 27,5 ≤ 30

Zatem będzie on pracował w klasie 0,5, wymaganej dla zasilania liczników .

Analogiczny warunek zachodzi dla rdzenia II, zatem będzie on pracował w klasie

10P , wymaganej dla zasilania zabezpieczeń nadprądowych bezzwłocznych i zwłocznych .

- Znamionowy prąd wytrzymywany krótkotrwały :

$$I_{\text{thr}} = k_{\text{cp}} \times I_{1n} \geq I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}$$

Dla dobranego przekładnika I_thr = 9 kA

$I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}$=16,88$\times \sqrt{0,2} = 7,6\ kA < 9\ kA\ \ \ \ (warunek\ spelniony\ )$

- Dobór przekładników napięciowych :

Dobór przekładników napięciowych przeprowadza się w oparciu o określenie:

a) Układu połączeń

b) Napięcia znamionowego strony pierwotnej

c) Napięcia znamionowego strony wtórnej

d) Klasy dokładności

e) Obciążenia przekładników

f) Zabezpieczeń obwodów wtórnych

g) Przekroju przewodów łączących przekładniki z zasilanymi przyrządami

Przekładniki napięciowe zainstalowane są w polach pomiarowych GPZ.

- Dobór układu połączeń przekładników napięciowych :

Sieć pracuje z izolowanym punktem zerowym transformatora. Ponieważ istnieje potrzeba pomiaru napięć międzyprzewodowych i napięć fazowych zastosowano przekładniki połączone w układ gwiazdowy z uziemionym punktem zerowym.

- Dobór napięcia znamionowego strony pierwotnej i wtórnej :

U_1n = 6000 V

U_2n = 100 V

- Dobór klasy dokładności :

Ze względu na pomiary kontrolne energii wymaga się klasy 1.

- Obciążenie przekładników

Obciążenie układu przekładników stanowią:

a) Woltomierz o S_V = 2,5 VA

b) 6 liczników energii czynnej o S_LC = 2 VA

c) 8 liczników energii biernej o S_LB = 2 VA

d) Watomierz o S_W = 2×1,6 VA

e) Waromierz o S_WAR = 2×1,6 VA

f) Dwa przekaźniki podnapięciowe o S_p = 9,5 VA

Obciążenie jednego przekładnika

$$S_{\text{Obc}} = \frac{1}{\sqrt{3}} \times \left( S_{V} + 6 \times S_{\text{LC}} + 8 \times S_{\text{LB}} + S_{W} + S_{\text{WAR}} + 2S_{P} \right) = \frac{1}{\sqrt{3}}\left( 2,5 + 6 \times 2 + 8 \times 2 + 2 \times 1,6 + 2 \times 1,6 + 2 \times 9,5 \right) = 30,4\ VA$$

- Wybór typu przekładnika :

Dobrano cztery przekładniki typu VSK II 10b o danych:

U_1n/U_2n = 6100/100 V/V

S_n = 45 VA

klasa 0,5

S_gr = 500 VA

Przekładniki będą pracować w klasie 0,5 , gdyż spełniony jest warunek:

0,25×S_n = 11,25 < S_obc = 30,4 < S_n = 45 VA

- Dobór bezpieczników w obwodach wtórnych :

$$I_{\text{nb}} > \frac{S_{\text{Obc}}}{U_{2n}} = \frac{30,4}{100} = 0,304\ A$$

$$I_{\text{nb}} \leq \frac{S_{\text{gr}}}{{1,5 \times U}_{2n}} = \frac{500}{1,5 \times 100} = 3,33\ A$$

Dobrano wkładki topikowe o prądzie znamionowym I_bn = 2 A

- Dobór przekroju przewodów w obwodach wtórnych :

Dla przekładników napięciowych połączonych w gwiazdę przekrój przewodów

w obwodach wtórnych wynika z podanej relacji:

$$s > \frac{l \times S_{\text{Obc}}}{(16,7 - R_{d} \times S_{\text{Obc}}) \times \gamma} > 0,75\ \text{mm}^{2}$$

l - długość pojedynczego

γ - konduktywność miedzi wynosi 55 MS/m

S_obc - obciążenie pojedynczego przekładnika

R_d - rezystancja dodatkowa R_d = R_b + R_s = 0,2 + 0,05 = 0,25 Ω

R _b - rezystancja wkładki bezpiecznikowej równa 0,2 Ω, dla I_bn = 2 A

R_s - rezystancja styków równa 0,05 Ω, dla przekładników wnętrzowych

$$s > \frac{50 \times 30,4}{(16,7 - 0,25 \times 30,4) \times 55} = 3,03 > 0,75\ \text{mm}^{2}$$

Dobrano kabel sygnalizacyjny miedziany o izolacji i powłoce polwinitowej opancerzone taśmami stalowymi , o osłonie zewnętrznej polwinitowej typu YKSYFty 3×4 mm² o napięciu znamionowym U_n = 1 kV.

- Zabezpieczenie przekładników po stronie WN :

$$S_{Z} = \sqrt{3} \times I_{k}^{"} \times U_{n} = \sqrt{3} \times 14,4 \times 6 = 149,7\ MVA$$

Dobrano wkładki topikowe typu WBP- 6 o danych :

U_gn = 7,2 kV

U_bn = 6 kV

I_nws = 120 kA

S_nws = 1500 MVA

Podstawa bezpiecznikowa : PBPM-6 o U_r = 7,2 kV

- Dobór zabezpieczeń w polu maszyny asynchronicznej :

- Zabezpieczenia od zwarć międzyfazowych :

Zabezpieczenie to powinno działać bezzwłocznie na wyłączenie silnika. Prąd rozruchowy członu nadprądowego wyznacza się z zależności:

$$I_{r} = \frac{k_{s} \times k_{b} \times I_{\text{LR}}}{\vartheta_{i}} = \frac{1 \times 1,4 \times 206}{15} = 19,2\ A$$

k_b - współczynnik bezpieczeństwa równy 1,2÷1,4 (przyjęto k_b = 1,4)

I_LR - prąd rozruchowy silnika równy 206 A

ϑ_i - przekładnia prądowa przekładnika równa 15

- Sprawdzenie współczynnika czułości :

$$k_{c} = \frac{I_{\text{Zmin}}^{(2)}}{I_{r} \times \vartheta_{i}} \geq 2$$

I_Zmin⁽²⁾- najmniejszy prąd zwarcia dwufazowego na zaciskach silnika

$$I_{\text{Zmin}}^{\left( 2 \right)} = \frac{\sqrt{3}}{2} \times I_{\text{kM}}^{"} = \frac{\sqrt{3}}{2} \times 13,28 = 11,5\ kA\text{\ \ \ }$$

$$wiec\ :\ \ k_{c} = \frac{11500}{19,2 \times 15} = 39,9 > 2\ (warunek\ spelniony\ )$$

- Zabezpieczenie od zwarć doziemnych :

Jako zabezpieczenie od zwarć doziemnych stosuje się przekaźnik nadprądowy reagujący

na prąd składowej zerowej, zasilany z filtru składowej zerowej prądu typu Ferrantiego.

Przykładem rozwiązania może być przekaźnik typu RIgx-10 współpracujący z przekładnikiem Ferrantiego typu IO-1s lub typowymi przekładnikami prądowymi pracującymi w układzie Holmgreena. Zabezpieczenie powinno działać bezzwłocznie lub z opóźnieniem 0,25÷0,5 s w przypadku , gdy prąd zwarcia doziemnego

sieci jest nie mniejszy od 10 A; w przypadku mniejszego prądu zabezpieczenie powinno działać ze zwłoką czasową na urządzenia sygnalizacyjne.

- Zabezpieczenie od przeciążeń ruchowych :

Prąd rozruchowy członu przeciążeniowego określa się dla silników przeznaczonych do pracy ciągłej na podstawie zależności:

$$I_{r} = \frac{k_{b} \times I_{\text{nM}}}{k_{p} \times \vartheta_{i}}$$

k_b - współczynnik bezpieczeństwa równy 1,05

k_p - współczynnik powrotu równy 0,9

ϑ_i - przekładnia znamionowa przekładnika prądowego równa 15

I_nM - prąd znamionowy silnika asynchronicznego równy I_N = 36, 2 A

Zwłoka czasowa członu przeciążeniowego nie może być krótsza od czasu rozruchu :

$$I_{r} = \frac{1,05 \times 36,2}{0,9 \times 15} = 2,82\ A$$

- Zabezpieczenie od obniżenia lub zaniku napięcia :

Zabezpieczenie to realizowane jest za pomocą dwóch przekaźników podnapięciowych

zasilanych napięciami międzyfazowymi, współpracującymi z przekaźnikiem czasowym ze zwłoką 2,0 s. Wartość napięcia rozruchowego przyjmuje się jako 60÷70 % napięcia znamionowego. Zabezpieczenie podnapięciowe realizowane jest jako grupowe dla kilku odbiorników.

- Wybór typu zabezpieczenia :

Jako zabezpieczenie silnika indukcyjnego zastosowano system modułowy SMAZ

typu ZS-10 o danych:

I_n = 5 A

U_p = -110, 220 V - napięcie pomocnicze

S = 0,45 VA + 12,5 W - pobór mocy

I = (2 ÷ 8,3) A - człon przeciążeniowy - t - wg charakterystyki

I = (10 ÷ 41, 20 ÷ 82, 40 ÷ 164) A - człon zwarciowy- t = 0,05 ÷ 3,2 s

I = 10 ÷ 40 mA - człon ziemnozwarciowy- t = 0,05 ÷ 3,2 s

13) Instalacja niskiego napięcia :

1. Dobór zabezpieczeń i przekrojów przewodów instalacji w warsztacie :

- Dobór zabezpieczeń do urządzeń zainstalowanych w warsztacie obróbki skrawaniem :

Zestawienie urządzeń zainstalowanych w warsztacie :

Odbiornik	Un[V]	Pn[kW]	In[A]	cosφ	η	kr
Szlifierka 1	380	2,8	5,8	0,88	0,84	5,5
Szlifierka 2	380	0,6	1,4	0,85	0,76	6,0
Frezarka	380	4,5	10,1	0,8	0,85	5,0
Tokarka 1	380	2,8	5,8	0,88	0,84	5,5
Tokarka 2	380	4,5	10,1	0,8	0,85	5,0
Strugarka	380	7,0	15,5	0,81	0,86	5,0

Na podstawie znajomości prądów znamionowych silników oraz charakterystyk czasowo-prądowych wyłączników dobrano następujące wyłączniki serii S 190 :

Nr obwodu	In[A]	Typ wyłącznika
1	5,8	S191-C 6
2	1,4	S191-C 1,6
3	10,1	S191-C 13
4	5,8	S191-C 6
5	10,1	S191-C 13
6	15,5	S191-C 16

- Dobór przekroju przewodów zasilających urządzenia :

Wyznaczenie prądu dopuszczalnego długotrwale przewodów zasilających urządzenia

w warsztacie .

I_dd ≥ I_num.zab ≥ I_Obl

$$I_{\text{dd}} \geq \frac{I_{\text{num.zab}}}{1,13}$$

Dla wyłączników serii S 190 przyjmuje się :

I_zad.urz.zab = 1, 13 × I_{n urz.zab.}

Zestawienie przekroju przewodów zasilających urządzenia zainstalowane w warsztacie :

Nr obwodu	In urz.zab.[A]	Idd[A]	s [mm^2]	Typ przewodu
1	6	17	1,5	YDY 5x1,5
2	1,6	17	1,5	YDY 5x1,5
3	13	17	1,5	YDY 5x1,5
4	6	17	1,5	YDY 5x1,5
5	13	17	1,5	YDY 5x1,5
6	16	24	2,5	YDY 5x2,5

- Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia :

U_% ≤ U_dop% = 4%

- Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s}\ - \ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

Zestawienie wyników obliczeń dopuszczalnego spadku napięcia :

Nr obwodu	l [m]	R [Ω]	ΔU% [%]
1	27	0,33	0,77
2	22	0,27	0,99
3	10	0,12	0,27
4	16	0,19	0,69
4	12	0,15	0,55
5	6	0,044	0,27

- Układ połączeń gniazd jednofazowych w warsztacie i w narzędziowni :

W warsztacie zainstalowano 8 gniazd jednofazowych .

- Zabezpieczenia gniazd jednofazowych :

Przyjmując współczynnik jednoczesności k_j = 0,7 prąd pobierany przez trzy gniazda wynosi:

I = 3×k_j×I_n

I_n - prąd znamionowy wybranego typu gniazda

Przyjęto, że w warsztacie zainstalowane zostaną jednofazowe gniazda wtyczkowe, natynkowe, bryzgoszczelne z uziemieniem typu 421 o danych znamionowych:

U_n = 250 V

I_n = 10 A

I = 3×k_j×I_n=21 A

Do zabezpieczenia gniazd zastosowano wyłącznik instalacyjny typu S191 B25.

- Dobór przewodów zasilających gniazda jednofazowe :

Postępując analogicznie jak dla przekroju żył roboczych przewodów zasilających

urządzenia, dla wartości prądu znamionowego wyłącznika określono wartość

prądu dopuszczalnego długotrwale i na tej podstawie minimalny przekrój żył roboczych przewodu .Wstępnie dobrano przewód YDY 3×2,5 mm².

Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia .

U_% ≤ U_dop% = 4 %

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s}\ - \ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{27}{55 \times 2,5} = 0,19\ \Omega$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\% = \frac{\sqrt{3} \times 21}{250} \times 0,19 \times 1 \times 100 = 2,76\ \%$$

współczynnik mocy przyjęto jako 1.

Ostatecznie dobrano do zasilania gniazd jednofazowych przewód typu YDY 3×2,5 mm²

o I_dd = 30 A.

- Układ połączeń gniazd trójfazowych :

W warsztacie zainstalowano sześć gniazd trójfazowe wodoszczelne 16A/380V 3P+N+Z

w obudowie z tworzywa sztucznego. Każde z zainstalowanych gniazd zasilane jest osobnym przewodem.

- Zabezpieczenia gniazd trójfazowych :

Do zabezpieczenia zastosowano wyłącznik instalacyjny serii S190.Dla prądu znamionowego gniazda I_n = 16 A dobrano wyłącznik instalacyjny S193 C16.

- Dobór przewodów zasilających gniazda trójfazowe :

Postępując analogicznie jak dla przekroju żył roboczych przewodów zasilających

urządzenia, dla wartości prądu znamionowego wyłącznika określono wartość prądu dopuszczalnego długotrwale i na tej podstawie minimalny przekrój żył roboczych

przewodu. Wstępnie dobrano przewód YDY 5×1,5 mm²

- Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia :

U_% ≤ U_dop% = 4 %

- Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\% = \frac{\sqrt{3} \times 21}{250}$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s}\ - \ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{25}{55 \times 1,5} = 0,3\ \Omega$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\% = \frac{\sqrt{3} \times 16}{380} \times 0,3 \times 1 \times 100 = 2,21\ \%$$

współczynnik mocy przyjęto jako 1.

Ostatecznie dobrano do zasilania gniazd jednofazowych przewód typu YDY 5×1,5 mm²

o I_dd = 17 A.

1. Oświetlenie :

- Oświetlenie warsztatu :

Natężenie oświetlenia w warsztacie powinno wynosić 500 lx. Przyjęto, że całość zostanie uzyskana z oświetlenia ogólnego.Ze względu na wysokość pomieszczenia jako źródło światła przyjęto świetlówki.Przyjęto oprawy klasy pierwszej z odbłyśnikiem nieprzeświecalnym typu OPHR o danych znamionowych:

U_n = 220 V

P_n = 100 W

cosϕ_n = 0,96

η_n = 0,8

Długość zawieszenia oprawy wynosi 1,2 m.Wysokość zawieszenia źródeł światła nad powierzchnią oświetlaną wynosi:

h = 4,5 0,85 1,2 = 2,45 m

- Powierzchnia pomieszczenia wynosi :

s = a×b = 14,5×13 = 195 m²

Współczynnik zapasu wynosi: k = 0,75

Zakładamy sufit biały i jasne ściany. Współczynnik odbicia od ścian wynosi 50 %, a od sufitu 70 %.

Wskaźnik pomieszczenia wyznacz się ze wzoru :

$$w = \frac{0,2 \times a + 0,8 \times b}{h} = \frac{0,2 \times 14,5 + 0,8 \times 13}{2,45} = 5,43$$

a, b - odpowiednio długość i szerokość pomieszczenia

Odczytano dla w = 6 , sprawność oświetlenia η= 84 %

W przyjętej oprawie oświetleniowej 7063 NB mieści się jedna lampa metalohalogenkowa 100W firmy Osram typu HCI-TC 100/942 NDL G8,5 PB

o strumieniu całkowitym 9500 lm.

Liczbę opraw wyznacza się z zależności:

$$n = \frac{s \times E_{\text{sr}}}{\phi{\times \eta}_{s} \times \eta_{s} \times k} = \frac{195 \times 500}{9500 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,84} = 20$$

s - powierzchnia pomieszczenia w m²

E_śr - wymagane natężenie oświetlenia w lx

φ - strumień pojedynczego ródła światła w lm

k - współczynnik zapasu

η_n - sprawność oprawy

η_s - sprawność oświetlenia

Uwzględniając zasadę równomierności oświetlenia należy przyjąć 25 opraw. Rzeczywiste średnie natężenie oświetlenia wyniesie wówczas :

$$E = \frac{\phi \times n \times k \times \eta_{n \times}\eta_{s}}{s} = \frac{9500 \times 25 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,84}{195} = 613\ lx$$

- Oświetlenie narzędziowni :

Natężenie oświetlenia w narzędziowni powinno wynosić 150 lx. Przyjęto, że całość zostanie

uzyskana z oświetlenia ogólnego. Przyjęto oprawy klasy pierwszej z odbłyśnikiem

nieprzeświecalnym typu OPHR. Długość zawieszenia oprawy wynosi 0,2 m.

Wysokość zawieszenia źródeł światła nad powierzchnią oświetlaną wynosi:

h = 3 0,85 0,2 = 1,95 m

Powierzchnia pomieszczenia wynosi:

s = a b = 5,5×4,5 = 24,75 m²

Współczynnik zapasu wynosi: k = 0,78

Zakładamy sufit biały i średnio jasne ściany. Współczynnik odbicia od ścian wynosi

30 %, a od sufitu 70 %.Wskaźnik pomieszczenia wyznacz się ze wzoru:

$$w = \frac{0,2 \times a + 0,8 \times b}{h} = \frac{0,2 \times 5,5 + 0,8 \times 4,5}{1,95} = 2,41$$

Odczytano dla w = 2,5 sprawność oświetlenia η= 55 %.

W przyjętej oprawie mieści się jedna żarówka efr 12v 100 W o całkowitym strumieniu świetlnym 2000 lm,

Liczbę opraw wyznacza się z zależności:

$$n = \frac{s \times E_{\text{sr}}}{\phi{\times \eta}_{s} \times \eta_{s} \times k} = \frac{24,75 \times 150}{3000 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,55} = 5,6$$

Uwzględniając zasadę równomierności oświetlenia przyjęto 6 opraw .

Rzeczywiste średnie natężenie oświetlenia wyniesie wówczas :

$$E = \frac{\phi \times n \times k \times \eta_{n \times}\eta_{s}}{s} = \frac{2000 \times 6 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,55}{24,75} = 160\ lx$$

- Oświetlenie szatni :

Natężenie oświetlenia w szatni powinno wynosić 100 lx. Przyjęto, że całość zostanie uzyskana z oświetlenia ogólnego. Ze względu na wysokość pomieszczenia jako źródło światła przyjęto świetlówki. Przyjęto oprawy klasy pierwszej z odbłyśnikiem nieprzeświecalnym typu OPHR .

Długość zawieszenia oprawy wynosi 0,2 m.

Wysokość zawieszenia źródeł światła nad powierzchnią oświetlaną wynosi:

h = 3 0,85 0,2 = 1,95 m

Powierzchnia pomieszczenia wynosi:

s = a ×b = 5,5 ×4,5 = 24,75 m²

Współczynnik zapasu wynosi: k = 0,75

Zakładamy sufit biały i średnio jasne ściany. Współczynnik odbicia od ścian wynosi

30 %, a od sufitu 70 %. Wskaźnik pomieszczenia wyznacz się ze wzoru:

$$w = \frac{0,2 \times a + 0,8 \times b}{h} = \frac{0,2 \times 5,5 + 0,8 \times 4,5}{1,95} = 2,41$$

Odczytano dla w = 2,5 , sprawność oświetlenia η= 55 %. W przyjętej oprawie mieści się świetlówka o mocy 60 W typu L60W/4800. Liczbę opraw wyznacza się z zależności:

$$n = \frac{s \times E_{\text{sr}}}{\phi{\times \eta}_{s} \times \eta_{s} \times k} = \frac{24,75 \times 100}{4200 \times 0,55 \times 0,8 \times 0,75} = 2,6$$

Przyjęto 3 oprawy oświetleniowe .

Rzeczywiste średnie natężenie oświetlenia wyniesie wówczas :

$$E = \frac{\phi \times n \times k \times \eta_{n \times}\eta_{s}}{s} = \frac{4200 \times 3 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,55}{24,75} = 168\ lx$$

- Oświetlenie korytarza :

Natężenie oświetlenia w korytarzu powinno wynosić 70 lx. Przyjęto, że całość zostanie uzyskana z oświetlenia ogólnego. Ze względu na wysokość pomieszczenia jako źródło światła przyjęto żarówki. Przyjęto oprawy klasy pierwszej z odbłyśnikiem nieprzeświecalnym typu OPHR .Długość zawieszenia oprawy wynosi 0,2 m.Wysokość zawieszenia źródeł światła nad powierzchnią oświetlaną wynosi:

h = 3 0,85 0,2 = 1,95 m

Powierzchnia pomieszczenia wynosi: s = a ×b = 2 ×4,5 = 9 m²

Współczynnik zapasu wynosi: k = 0,75

Zakładamy sufit biały i średnio jasne ściany. Współczynnik odbicia od ścian wynosi 30 %, a od sufitu 70 %. Wskaźnik pomieszczenia wyznacz się ze wzoru:

$$w = \frac{0,2 \times a + 0,8 \times b}{h} = \frac{0,2 \times 4,5 + 0,8 \times 2}{1,95} = 1,3$$

Odczytano dla w = 1,5 , sprawność oświetlenia η= 40 % .W przyjętej oprawie mieści się świetlówka o mocy 60 W i strumieniu świetlnym 1250 lm. Liczbę opraw wyznacza się z zależności:

$$n = \frac{s \times E_{\text{sr}}}{\phi{\times \eta}_{s} \times \eta_{s} \times k} = \frac{9 \times 70}{1250 \times 0,4 \times 0,8 \times 0,75} = 1,9$$

Przyjęto 2 oprawy .

Rzeczywiste średnie natężenie oświetlenia wyniesie wówczas :

$$E = \frac{\phi \times n \times k \times \eta_{n \times}\eta_{s}}{s} = \frac{1250 \times 2 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,55}{9} = 91\ lx$$

- Oświetlenie WC :

Natężenie oświetlenia w WC powinno wynosić 100 lx. Przyjęto, że całość zostanie uzyskana z oświetlenia ogólnego. Ze względu na wysokość pomieszczenia jako źródło światła przyjęto żarówki. Przyjęto oprawy klasy pierwszej z odbłyśnikiem nieprzeświecalnym typu OPHR . Długość zawieszenia oprawy wynosi 0,2 m.

Wysokość zawieszenia źródeł światła nad powierzchnią oświetlaną wynosi:

h = 3 0,85 0,2 = 1,95 m

Powierzchnia pomieszczenia wynosi:

s = a b = 2,5 2,5 = 5,25 m²

Współczynnik zapasu wynosi: k = 0,75

Zakładamy sufit biały i średnio jasne ściany. Współczynnik odbicia od ścian wynosi

30 %, a od sufitu 70 %.Wskaźnik pomieszczenia wyznacz się ze wzoru:

$$w = \frac{0,2 \times a + 0,8 \times b}{h} = \frac{0,2 \times 4,5 + 0,8 \times 2,5}{1,95} = 1,28$$

Odczytano dla w = 1,5 , sprawność oświetlenia η= 40 % W przyjętej oprawie mieszczą się dwie świetlówki o mocy 60 W i strumieniu całkowitym 1250 lm.

Liczbę opraw wyznacza się z zależności:

$$n = \frac{s \times E_{\text{sr}}}{\phi{\times \eta}_{s} \times \eta_{s} \times k} = \frac{5,25 \times 100}{1250 \times 0,4 \times 0,8 \times 0,75} = 1,85$$

Uwzględniając zasadę równomierności oświetlenia należy przyjąć 2 oprawy .

Rzeczywiste średnie natężenie oświetlenia wyniesie wówczas :

$$E = \frac{\phi \times n \times k \times \eta_{n \times}\eta_{s}}{s} = \frac{1250 \times 2 \times 0,75 \times 0,8 \times 0,4}{5,25} = 114,3\ lx$$

1. Dobór zabezpieczeń i przekroju przewodów dla instalacji oświetleniowej :

- Dobór zabezpieczeń i przekroju przewodów dla instalacji oświetleniowej w warsztacie

Dla oświetlenia warsztatu przyjęto 25 opraw oświetleniowych w trzech rzędach. W dwóch rzędach umieszczono po 8 oprawa i w jednym rzędzie 9 opraw .

Moc pobierana przez 9 opraw wynosi:

P_obc = 9 ×P_n = 9×100 = 900 W

Prąd pobierany przez układ 9 opraw wynosi:

I_obc = P_obc / U_n×cosϕ_n = 900 / 220×0,96 = 4,26 A

Moc pobierana przez 8 opraw wynosi:

P_obc = 8 ×P_n = 8×100 = 800 W

Prąd pobierany przez dwa układ 8 opraw wynosi:

I_obc = P_obc / U_n×cosϕ_n = 800 / 220×0,96 = 3,78 A

Dla zabezpieczenia instalacji oświetleniowej zastosowano trzy wyłączniki instalacyjne

o prądzie znamionowym I_n = 6 A typu S191 B6 .Każdym z wyłączników zabezpieczono

jeden rząd opraw .Do zasilania opraw zastosowano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o

I_dd = 17 A .

Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia : U_% ≤ U_dop% = 4%

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{28}{55 \times 1,5} = 0,34\ \Omega\ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times 4,26}{220} \times 0,34 \times 0,96 \times 100 = 1,09\ \%$$

Ostatecznie dobrano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

- Dobór zabezpieczeń i przekroju przewodów dla instalacji oświetleniowej w narzędziowni :

Dla oświetlenia narzędziowni przyjęto 6 opraw oświetleniowych, rozmieszczonych w 2 rzędach po 3 oprawy. Moc pobierana przez 3 oprawy wynosi:

P_obc = 3×P_n =3 ×100 = 300 W

Prąd pobierany przez rząd 3 opraw wynosi :

I_obc = P_obc / U_n× cosϕ_n = 300 / 220 ×0,96 = 1,3 A

Dla zabezpieczenia instalacji oświetleniowej zastosowano wyłącznik instalacyjny o prądzie znamionowym I_n = 6 A typu S191 B6. Do zasilania opraw zastosowano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia : U_% ≤ U_dop% = 4%

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{12}{55 \times 1,5} = 0,14\ \Omega\ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times 1,3}{220} \times 0,14 \times 0,96 \times 100 = 0,14\ \%$$

Ostatecznie dobrano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

- Dobór zabezpieczeń i przekroju przewodów dla instalacji oświetleniowej w szatni :

Dla oświetlenia szatni przyjęto 3 oprawy oświetleniowe .Moc pobierana przez

3 oprawy wynosi:

P_obc = 3×P_n =3 ×60 = 180 W

I_obc = P_obc / U_n× cosϕ_n = 180 / 220 ×0,96 = 0,8 A

Dla zabezpieczenia instalacji oświetleniowej zastosowano wyłącznik instalacyjny o prądzie znamionowym I_n = 6 A typu S191 B6. Do zasilania opraw zastosowano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia : U_% ≤ U_dop% = 4%

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{6}{55 \times 1,5} = 0,07\ \Omega\ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times 0,8}{220} \times 0,07 \times 0,92 \times 100 = 0,04\ \%$$

Ostatecznie dobrano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

- Dobór zabezpieczeń i przekroju przewodów dla instalacji oświetleniowej w korytarzu:

Dla oświetlenia korytarza przyjęto 3 oprawy oświetleniowe .Moc pobierana przez 2 oprawy wynosi:

P_obc = 3×P_n =3 ×60 = 180 W

I_obc = P_obc / U_n× cosϕ_n = 180 / 220 ×0,96 = 0,8 A

Dla zabezpieczenia instalacji oświetleniowej zastosowano wyłącznik instalacyjny o prądzie znamionowym I_n = 6 A typu S191 B6. Do zasilania opraw zastosowano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia : U_% ≤ U_dop% = 4%

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{7}{55 \times 1,5} = 0,08\ \Omega\ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times 0,8}{220} \times 0,08 \times 0,92 \times 100 = 0,15\ \%$$

Ostatecznie dobrano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

- Dobór zabezpieczeń i przekroju przewodów dla instalacji oświetleniowej w WC :

Dla oświetlenia WC przyjęto 2 oprawy oświetleniowe .Moc pobierana przez 2 oprawy wynosi:

P_obc = 2×P_n =2 ×60 = 120 W

I_obc = P_obc / U_n× cosϕ_n = 120 / 220 ×0,96 = 0,52 A

Dla zabezpieczenia instalacji oświetleniowej zastosowano wyłącznik instalacyjny o prądzie znamionowym I_n = 6 A typu S191 B6. Do zasilania opraw zastosowano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

Sprawdzenie warunku dopuszczalnego spadku napięcia : U_% ≤ U_dop% = 4%

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności:

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{n}}{U_{n}} \times R \times cos\varphi \times 100\%$$

U_n - napięcie znamionowe odbiornika

I_n - prąd znamionowy odbiornika

cosϕ - współczynnik mocy odbiornika

$$R = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{4}{55 \times 1,5} = 0,05\ \Omega\ rezystancja\ przewodu\ (reaktancje\ przewodu\ pominieto)$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times 0,52}{220} \times 0,05 \times 0,92 \times 100 = 0,02\ \%$$

Ostatecznie dobrano przewód typu YDY 2×1,5 mm² o I_dd = 17 A.

1. Dobór kabla zasilającego rozdzielnicę nN oraz łącznika nN :

Przekrój żył kabla zasilającego rozdzielnicę nN dobrano metodą współczynnika zapotrzebowania k_z

k_z - współczynnik zapotrzebowania $k_{z} = \frac{k_{j} \times k_{0}}{\eta_{s} \times \eta_{0}}$

k_j - współczynnik jednoczesności szczytowych obciążeń; przyjęto k_j = 1

k_o - stopień obciążenia odbiorników; przyjęto k_o = 0,7

η_s - sprawność sieci; przyjęto η_s = 0,99

η_o - sprawność odbiornika

Moce obliczeniowe czynną i bierną wyznacza się z zależności:

P_obl = k_z×n×P_n

Q_obl = P_obl×tgϕ

Rodzaj odbiornika	Liczba odbiorników	Pn [kW]	nPn [kW]	kz	cosϕ	Pobl [kW]	Qobl [kvar]
Szlifierka 1	1	0,6	0,6	0,93	0,85	0,56	0,48
Szlifierka 2	1	2,8	2,8	0,84	0,88	2,35	2,12
Frezarka	1	4,5	4,5	0,83	0,8	3,74	3,21
Tokarka 1	1	2,8	2,8	0,84	0,88	2,35	1,99
Tokarka 2	2	4,5	9,0	0,83	0,8	7,47	6,39
Strugarka	1	7,0	7,0	0,82	0,81	5,74	4,22
Oprawa oświetleniowa 1	31	0,1	3,1	0,88	0,96	2,73	2,32
Oprawa oświetleniowa 2	8	0,06	0,48	0,82	0,92	0,39	0,21
Gniazdo 1-faz.	8	2,5	20	0,71	1,00	16,0	0,0
Gniazdo 3-faz.	6	6,1	36,6	0,71	1,00	17,3	0,0

Sumaryczna moc obliczeniowa wynosi:

$$P_{\text{Oblc}} = \sum_{i = 1}^{10}{P_{\text{Obl}} = 58,33\ kW}$$

$$Q_{\text{Oblc}} = \sum_{i = 1}^{10}{Q_{\text{Obl}} = 14,56\ kvar}$$

Obliczeniowy współczynnik mocy wynosi:

$$\cos\varphi_{\text{Obl}} = \frac{P_{\text{Obl}}}{\sqrt{P_{\text{Obl}}^{2} + Q_{\text{Obl}}^{2}}} = \frac{58,33}{\sqrt{{58,33}^{2} + {14,56}^{2}}} = 0,97$$

Prąd obliczeniowy : $I_{\text{Obl}} = \frac{P_{\text{Obl}}}{\sqrt{3} \times U_{n} \times cos\varphi_{\text{Obl}}} = \frac{58,33}{\sqrt{3} \times 0,4 \times 0,97} = 87,56\ A$

1. Dobór zabezpieczenia kabla zasilającego rozdzielnicę nN :

Dla zabezpieczenia kabla zastosowano bezpiecznik z wkładką topikową szybką

typu WT-1/T 100 z podstawą typu PBD-13 o danych znamionowych:

I_n = 100 A

U_n = 400 V

1. Dobór przekroju żył roboczych kabla zasilającego rozdzielnicę nN :

- Dobór przekroju żył roboczych kabla ze względu na obciążalność długotrwałą :

Przy doborze kabla należy spełnić poniższe kryteria :

$$I_{\text{dd}} \geq I_{\text{n\ urz.zab.}} \geq I_{\text{Obl}}\text{\ gdzie\ }I_{\text{dd}} \geq \frac{I_{\text{zad\ urz\ zab.}}}{1,45}$$

I_{n urz.zab.} = 100 A

I_zad.urz.zab. = 200 A - odczytano z charakterystyki czasowo-prądowej bezpiecznika dla t = 2 h

I_dd ≥ 138 A

Wstępnie dobrano kabel YAKY 4×150 mm² o I_dd = 315 A Założono długość kabla l = 100 m.

- Sprawdzenie dopuszczalnego spadku napięcia :

Warunek jest spełniony gdy spełniona jest zależność : U_% ≤ U_dop% = 4%

Wartość spadku napięcia na przewodzie zasilającym wyznacza się z zależności :

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times I_{\text{Obl}}}{U_{n}} \times \left( R_{k} \times cos\varphi_{\text{Obl}} \times X_{k} \times sin\varphi_{\text{Obl}} \right) \times 100\%$$

$$R_{k} = \frac{l}{\gamma \times s} = \frac{100}{33 \times 150} = 0,02\ \Omega$$

$$X_{k} = 0,07 \times \frac{l}{1000} = \frac{0,07 \times 100}{1000} = 0,007\ \Omega$$

$$U_{\%} = \frac{\sqrt{3} \times 87,56}{400} \times \left( 0,02 \times 0,97 + 0,007 \times 0,199 \right) \times 100\% = 0,79\ \%$$

1. Dobór przekroju żył roboczych kabla ze względu na obciążalność zwarciową :

Ze względu na obciążalność zwarciową musi być spełniony warunek:

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{3}}{S_{\text{th}}}$$

I_th - prąd zwarciowy cieplny zastępczy w A

S_thr­ - gęstość prądu znamionowego krótkotrwałego wytrzymywanego, w A/mm

T_kr = 0,5 s

Dla kabli o izolacji polwinitowej o Θ_b = 70^oC i Θ_e = 150^oC, S_thr = 72 A/mm²

Zakładamy zwarcie na początku kabla za transformatorem zasilającym rozdzielnicę nN. Schemat obwodu zwarciowego przedstawia rysunek.

Obliczamy parametry transformatora 400 kVA

$$Z_{T} = \frac{4}{100} \times \frac{{0,4}^{2}}{0,4} = 0,018\ \Omega$$

$$R_{T} = \frac{1,65}{100} \times \frac{{0,4}^{2}}{0,4} = 0,0066\ \Omega$$

$$X_{T} = \sqrt{{0,018}^{2} - {0,0066}^{2}} = 0,017\ \Omega$$

Początkowy prąd zwarcia trójfazowego wynosi:

$$I_{k}^{"} = \frac{1,1 \times 0,4}{\sqrt{3} \times 0,018} = 14,1\ kA$$

Ponieważ zwarcie jest dalekie to $I_{k}^{"} = I_{\text{th}}$

$$s \geq \frac{I_{\text{thr}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{I_{\text{th}} \times \sqrt{T_{k}}}{S_{\text{thr}}} = \frac{14100 \times \sqrt{0,5}}{72} = 138,5\ \text{mm}^{2}$$

Dobrany kabel YADY 4×150 mm² spełnia wszystkie wymagania.

1. Dobór łącznika nN :

Dobrany łącznik musi spełniać następujące kryteria:

U_ni ≥ U_ns

I_n ≥ I_obl

Dobrano rozłącznik typu ŁR 200 o danych znamionowych :

U_ni = 500 V

I_nc = 200 A

i_nsz = 12 kA

1. Sprawdzenie skuteczności zabezpieczenia kabla :

- Zabezpieczenie przeciążeniowe :

Prąd zadziałania urządzenia zabezpieczającego:

I_zadz ≤ 1, 45 × I_dd

I_zadz - wartość prądu powodująca zadziałanie zabezpieczenia w określonym czasie (po dwóch godzinach obciążenia)

Dla zastosowanej wkładki topikowej I_zadz = 200 A, więc 200 < 1,45×165 = 239,25 A

- Zabezpieczenie zwarciowe :

Czas zadziałania urządzenia zabezpieczającego przy przepływie prądu zwarciowego

$$t \leq \frac{k^{2} \times s^{2}}{I^{2}}$$

I - wartość skuteczna prądu zwarciowego płynącego przez urządzenie zabezpieczające, w A

s - przekrój przewodu ,w mm²

k - współczynnik (dopuszczalna gęstość jednosekundowego prądu zwarciowego)

Obliczamy parametry obwodu zwarciowego

R_z = R_t + R_k = 0,0066 + 0,03 = 0,0366 Ω

X_z = X_t + X_k = 0,017 + 0,0035 = 0,0205 Ω

Z_z = 0,04 Ω

Zakładamy zwarcie na końcu kabla

Początkowy prąd zwarcia trójfazowego wynosi:

$$I_{k}^{"} = \frac{1,1 \times 0,4}{\sqrt{3} \times 0,04} = 6,35\ kA$$

$$t_{\text{zadz}} = 0,05s < \frac{74^{2} \times 50^{2}}{6350^{2}} = 0,34\ s$$

Dobrany bezpiecznik WT-1/T 100 spełnia wymagania stawiane zabezpieczeniom przeciążeniowym i zwarciowym.

1. Sprawdzenie skuteczności ochrony przeciwporażeniowej :

Jako ochronę przeciwporażeniową zastosowano dwa wyłączniki różnicowoprądowe, z których jeden zabezpiecza instalację siłową, a drugi instalację oświetleniową i gniazda jednofazowe. Prąd różnicowy wyłączników wynosi I_Δn = 30 mA.

Dostatecznie szybkie zadziałanie urządzenia odłączającego zasilanie w czasie nie dłuższym niż wymagany nastąpi jeżeli spełniony będzie warunek: I_k ≥ I_a

I_k - spodziewany prąd zwarciowy

I_a - prąd zapewniający samoczynne zadziałanie urządzenia odłączającego zasilanie w czasie wymaganym przepisami

$$I_{k} = \frac{U_{0}}{1,25 \times \left( R_{\text{pf}} + R_{\text{po}} \right)}$$

R_pf + R_po - suma rezystancji przewodu fazowego i ochronnego . Reaktancję sieci pominięto.

I_a = k×I_n

I_n - prąd znamionowy urządzenia zabezpieczającego

k - współczynnik wyznaczany indywidualnie z charakterystyk czasowo-prądowych urządzeń zabezpieczających

Przyjęto k = 5 - dla wyłączników o charakterystyce typu B

k = 10 - dla wyłączników o charakterystyce typu C

Sprawdzenie ochrony przeciwporażeniowej

Odbiornik	Typ wyłącznika	s [mm^2]	l [m]	R [Ω]	Ia [A]	Ik [A]
Szlifierka1	S191-C 6	1,5	27	0,33	58	383
Szlifierka2	S191-C 1,6	1,5	22	0,27	14	65
Frezarka	S191-C 13	1,5	10	0,12	101	307
Tokarka1	S191-C 6	1,5	16	0,19	58	307
Tokarka2	S191-C 13	1,5	12	0,15	101	767
Strugarka	S191-C 16	2,5	6	0,044	155	534
Gniazda 3-faz.	S193 C16	1,5	0,3	0,3	160	307
Gniazda 1-faz.	S191 B25	2,5	0,18	0,18	125	511
Oświetlenie warsztatu	S191 B6	1,5	0,34	0,34	30	270
Oświetlenie magazynu	S191 B6	1,5	0,145	0,145	30	634
Oświetlenie szatni	S191 B6	1,5	0,07	0,07	30	1314
Oświetlenie korytarza	S191 B6	1,5	0,085	0,085	30	1082
Oświetlenie WC	S191 B6	1,5	0,05	0,05	30	1840

Literatura :

1. http://www.cantonigroup.com/pl/motors/

2. http://www.abmicro.pl/

3. http://cisak.pl/izolatory_sn.htm?izol_sn.htm

4. Katalog SWW1131,1133-5,1136 „ Osprzęt elektroinstalacyjny domowy

5. Katalog SWW 1133 „ Oprawy oświetleniowe

6. Katalog SWW 1113-2 „ Transformatory i autotransformatory mocy olejowe

7. Materiały pomocnicze do projektowania