Lead

58

w w w . e l e k t r o . i n f o . p l

n r 4 / 2 0 0 4

W

instalacjach niskiego napię-
cia agregat prądotwórczy sta-

nowi rezerwowe źródło zasilania,
zapewniające dostawę energii elek-
trycznej do odbiorników, w przy-
padku przerwy w jej dostawie z sys-
temu elektroenergetycznego. Wiele
współczes-nych obiektów budowla-
nych wymaga dodatkowego zasila-
nia z generatora niskiego napięcia.
Do obiektów tych można zaliczyć:
banki, centrale telefoniczne, centra
komputerowe, centra handlowe, ko-
mercyjne budynki biurowe i inne,
w których należy zabezpieczyć wy-
soki stopień niezawodności zasila-
nia. Zasilanie obiektu budowlanego
z sieci energetycznej oraz z agrega-
tu jest realizowane przez układ SZR,
wyposażony w blokadę mechanicz-
ną i elektryczną uniemożliwiającą
podanie zasilania z obydwu źródeł
jednocześnie. Każda instalacja agre-
gatu prądotwórczego wymaga pro-
jektu technicznego, który należy
uzgodnić w lokalnym Zakładzie
Energetycznym.

Podczas projektowania zasilania

z agregatu należy pamiętać, że sta-
nowi on osobne źródło zasilania,
a projektowana instalacja odbior-
cza wymaga przeprowadzenia osob-
nych obliczeń zwarciowych - oddziel-
nie dla dwóch różnych źródeł prą-
du zwarciowego, którymi są: sys-
tem elektroenergetyczny oraz gene-
rator agregatu, zainstalowany w pro-
jektowanym budynku lub w jego po-
bliżu. Generator, w przeciwieństwie
do systemu elektroenergetycznego,
stanowi źródło „miękkie”, ponie-
waż jego impedancja ulega zmianie
wraz z upływem czasu trwania zwar-
cia, co powoduje odmienność warun-

ków zwarciowych w stosunku do sie-
ci energetycznej, które stanowi źró-
dło „sztywne” (impedancja źródła
transformatora nie ulega zmianie
wraz z upływem czasu zwarcia).

Przed przystąpieniem do wyjaś-

nienia kolejności obliczeń, która
nie różni się od obliczania zwarć
zasilanych przez źródło „sztywne”
i jest wyjaśniona w normach zwar-
ciowych lub wielu podręcznikach,
zostaną wyjaśnione zjawiska zacho-
dzące podczas zwarcia w generato-
rze synchronicznym. Rozpatrzone
zostanie zwarcie trójfazowe gene-
ratora: wewnątrz statora z trzema
uzwojeniami fazowymi (a, b, c) wi-
ruje z prędkością w; rotor mający
uzwojenia wzbudzenia i klatki tłu-
miące w obu osiach d i q (rys. 1).

Rys. 1 Schematyczny przekrój

przez maszynę synchroniczną: F -
symbol uzwojenia wzbudzenia, D -
symbol klatki tłumiącej, a

1

, a

2

, b

1

,

b

2

, c

1

,

c

2

– początki i końce uzwojeń

poszczególnych faz A, B, C; a, b, c
– osie uzwojeń poszczególnych faz;
d, q – osie wirnika; Y

f

– strumień

wzbudzenia; Y

fl

– strumień rozpro-

szenia uzwojenia wzbudzenia; g =
wt – kąt położenia osi d wirnika
względem osi uzwojenia fazy A.

Mierzony od osi fazy A kąt osi

wzdłużnej d rotora wynosi g = w*t.
Strumień rotora wywołuje pod-
czas pracy ustalonej gwiazdę SEM
w uzwojeniach statora. Przed wy-
stąpieniem zwarcia, każde z uzwo-
jeń posiada pewną energię magne-
tyczną. Zwarcie generatora, jako
źródła napięcia, powoduje powsta-
nie okresowego prądu zwarcia. Dla
zachowania ciągłości skojarzeń ma-
gnetycznych, w każdym z zamknię-
tych uzwojeń wyzwalają się prą-
dy pochodzące od energii pola ma-
gnetycznego. W uzwojeniu wzbu-
dzenia i w uzwojeniach tłumiących,
w pierwszej chwili zwarcia powsta-
ją prądy podtrzymujące poprzed-
nie wartości strumienia skojarzo-
nego z tymi uzwojeniami. W rezul-
tacie strumień stojana pochodzący

od prądu zwarcia w pierwszej chwi-
li nie może przejść przez uzwojenie
wirnika. Stan maszyny synchronicz-
nej, w którym strumień omija wir-
nik, nazywa się stanem podprzej-
ściowym.

Rezystancja uzwojeń wirnika po-

woduje, że powstałe w nich prą-
dy znikają wskutek zamiany ener-
gii magnetycznej uzwojenia na cie-
pło. Rezystancja uzwojeń tłumiących
jest duża i prąd bardzo szybko zani-

ka. Tak więc w krótkim czasie po wy-
stąpieniu zwarcia, strumień stojana
pochodzący od prądu zwarcia może
wejść w część wirnika. Stan gene-
ratora, w którym strumień stojana
jest jeszcze wypychany poza uzwo-
jenia wzbudzenia, nazywa się sta-
nem przejściowym. Zanikanie prą-
du w uzwojeniu wzbudzenia jest
dość powolne (małe rezystancje).
Prąd znika jednak po pewnym cza-
sie i strumień stojana może bez
przeszkód przejść przez cały wirnik.
Stan ten nazywa się stanem ustalo-
nym zwarcia.

Reaktancja uzwojenia zależy od

drogi strumienia tego uzwojenia,
a ten z kolei przechodzi przez drogę
o zmieniającej się oporności magne-
tycznej i dlatego można powiedzieć,
że reaktancja generatora zmienia się

w czasie trwania zwarcia. W pierw-
szej chwili zwarcia (stan podprzej-
ściowy) strumień omija cały wirnik,
przechodząc przez długą szczelinę.
Reaktancja odpowiadająca tej sytu-
acji jest mała, nazywana podprzej-
ściową i oznaczana X

d

”. W stanie

przejściowym strumień częściowo
przechodzi przez wirnik i reaktan-
cja odpowiadająca tej sytuacji nosi
nazwę przejściowej, wyraża ją sym-
bol X

d

’. W stanie ustalonym zwarcia

metody badań przed

porażeniem i ocena

bezpieczeństwa elektrycznego

w instalacjach i urządzeniach niskiego napięcia zasilanych z agregatów

mgr inż. Zdzisław Strzeżysz*), mgr inż. Julian Wiatr

Rys. 1 Schematyczny przekrój przez ma-

szynę synchroniczną

Rys. 2 Przebiegi wypychanego poza wirnik strumienia stojana: a) stan podprzejściowy,

b) stan przejściowy, c) stan ustalony

o c h r o n a

z w a r c i o w a i p r z e c i ą ż e n i o w a

n r 4 / 2 0 0 4

59

w w w . e l e k t r o . i n f o . p l

występuje reaktancja synchroniczna
i jest oznaczana X

d

.

Dla przykładu:
X

d

” = 18%

X

d

’ = 36%

X

d

= 200% w stosunku do impedan-

cji generatora:

Z

U

S

X

X

rG

NG

NG

rG

NG

=

≅

=

2

gdzie:
Z

rG

– impedancja generatora [W]

U

NG

– napięcie znamionowe genera-

tora w [kV]
S

NG

– moc znamionowa generatora

w [MVA].

W stosunku do przypadku zwar-

cia zasilanego sieci elektroener-
getycznej, mamy do czynienia ze
zwarciem o zmieniającej się reak-
tancji. W rezultacie zmian reaktan-
cji generatora, zmianie musi ulegać
amplituda składowej okresowej prą-
du zwarcia. W przebiegu czasowym
zwarcia można wyróżnić trzy skła-
dowe odpowiadające poszczegól-
nym stanom. Pierwsza część skła-
dowej okresowej znika ze stałą cza-
sową T

d

” znikania prądu w uzwoje-

niu tłumiącym. Część druga zani-
ka ze stałą czasową T

d

’. Część trze-

cia odpowiada reaktancji synchro-
nicznej i jest stała. Przebieg prądu
zwarcia w stanie jałowym generato-
ra przedstawia rysunek 3.

Przedstawione rozważania doty-

czą generatora w stanie jałowym, co
jest wystarczające dla zrozumienia
zachodzących w nim zjawisk pod-
czas zwarcia. W stanie obciążonym
przebiegi czasowe posiadają po-
dobne przebiegi, lecz różne warto-
ści sił elektromotorycznych, wystę-
pujących na jego zaciskach, powodu-
ją, że poszczególne część składowe
prądu zwarciowego mogą się różnić
od przebiegów stanu ustalonego. Na
przebieg prądu zwarcia ma również
duży wpływ sposób regulacji napię-
cia i niesymetria magnetyczna wir-
nika. Wpływ regulacji napięcia na
prądy zwarcia zależy od rodzaju
wzbudzenia i parametrów regula-
tora wzbudzenia. Niesymetria ma-
gnetyczna wirnika jest powodem
tego, że reaktancja podprzejścio-
wa przyjmuje wartości pośrednie
między X

d

i X

q

, przy czym zmiany

wokół wartości średniej zachodzą
z podwójną częstotliwością, co po-
woduje, że w prądzie zwarcia poja-
wia się składowa z podwójną często-
tliwością. Obliczenie początkowego
prądu zwarcia I

k

” na zaciskach ge-

neratora, zgodnie z normą zwarcio-
wą, wykonuje się przy wykorzysta-
niu następującego wzoru:

I

E
Z

c U

K R

jX

NG

G

rG

G

G

G

=

=

+

"

max

""

(

)

3

K

U

U

c

x

G

k

NG

d

rG

=

∗

+

max

"

sin

1

ϕ

gdzie:
E” – siła elektromotoryczna pod-
przejściowa [kV],
X

G

” – względna reaktancja podprzej-

ściowa [-],
R

G

– rezystancja generatora [W],

I

NG

– prąd znamionowy generato-

ra [kA],
sinj

rG

– obliczany na podstawie

współczynnika mocy znamionowej
generatora cosj

rG

,

K

G

– współczynnik korekcyjny impe-

dancji generatora,
U

k

– napięcie w miejscu zwarcia,

U

NG

– napięcie na zaciskach gene-

ratora.
Pozostałe oznaczenia jak wyżej.

Konieczność wprowadzenia

współczynnika korekcyjnego impe-
dancji generatora wynika z norma-
tywnej konieczności stosowania jed-
nakowej wartości siły elektromoto-
rycznej każdego źródła prądu zwar-
ciowego, która różni się od siły elek-
tromotorycznej podprzejściowej ge-

neratora. Na rysunku 4 został przed-
stawiony uproszczony wykres wek-
torowy maszyny synchronicznej
wyjaśniający konieczność wprowa-
dzenia współczynnika korekcyjne-
go, którego celem jest wyelimino-
wanie dużego błędu, jaki powstał-
by w przypadku przyjęcia wartości
znamionowej reaktancji podprzej-
ściowej generatora.

prąd udarowy i

P

Kolejnym etapem obliczeń jest wy-

znaczenie prądu udarowego i

p

, który

obliczamy z poniższego wzoru:

i

I

pG

k

=

∗

∗

χ

2

"

c - współczynnik udaru obrazujący,
w jakim stosunku – w wyniku wystą-
pienia składowej nieokresowej i

DC

–

prąd zwarciowy udarowy jest więk-
szy niż początkowa amplituda skła-
dowej okresowej I

k

”.

Rys. 3 Przebiegi prądów z uwzględnie-

niem stałych czasowych: a) składowa

okresowa prądu fazy A, b) składowa nie-

okresowa prądu zwarcia, c) wypadkowy

prąd fazy A, d) prąd w uzwojeniu wzbu-

dzenia, e) prąd w klatce tłumiącej

Rys. 4 Korekta impedancji generatora przy

zwarciu zlokalizowanym w jego po-

bliżu: a) lokalizacja zwarcia

b) uproszczony wykres wekto-

rowy maszyny synchronicznej do

wyznaczenia sem podprzejściowej

60

w w w . e l e k t r o . i n f o . p l

n r 4 / 2 0 0 4

W przypadku, gdy jedynym źró-

dłem prądu zwarciowego jest lokal-
ny generator, co zostało spełnione
w omawianym przypadku, do wy-
znaczenia współczynnika c należy
się posłużyć fikcyjną wartością R/
X=0,15, mimo że w generatorach
niskiego napięcia wynosi on R/X=
0,03. Przyjęcie takiej wartości (po-
wszechnie akceptowanej) wynika
ze zbyt dużej wartości współczynni-
ka c uzyskiwanego dla wartości R/X
= 0,03. Uzyskana z poniższego wzo-
ru wartość współczynnika udaru:

χ =

+

=

+

=

−

− ∗

1 02

0 98

1 02

0 98

1 64

3

3 0 15

,

,

,

,

,

,

e

e

R
X

i tak jest bardzo duża, jak na urzą-
dzenie niskiego napięcia. Można ją
przyjąć tylko przy zwarciu na zaci-
skach generatora, ale i w tym przy-
padku ulega ona silnemu zmniej-
szeniu, wraz ze wzrostem długo-
ści przewodów łączących generator
z rozdzielnicą, ponieważ wzrasta
stosunek R/X i rośnie wartość sta-
łej czasowej T:

T

X

R

k

k

=

∗

ω

gdzie:
X

k

– reaktancja obwodu zwarciowe-

go w [W],
R

k

– rezystancja obwodu zwarciowe-

go w [W],

X

X

X

R

R

R

k

G

L

k

G

L

=

+

=

+

''

X

L

=0,08*L [W] – dla linii niskiego na-

pięcia w [W],
L – długość linii w [km],

R

L

S

L

=

∗

γ

rezystancja linii w [W],
S - przekrój przewodu w [mm

2

],

g - konduktywność materiału przewo-

dowego w [µ W*mm

2

],

X

L

, R

L

– odpowiednio reaktancja oraz

rezystancja linii łączącej generator
z rozdzielnicą.

Należy jednak pamiętać, że fikcyj-

na wartość X/R = 0,15 może być wy-

korzystana tylko do obliczenia prą-
du udarowego i błędem byłoby przyj-
mowanie jej do oceny znikania skła-
dowej nieokresowej przy oblicza-
niu prądu wyłączeniowego niesy-
metrycznego lub prądu zastępcze-
go cieplnego. Do obliczania znika-
nia składowej nieokresowej przyj-
muje się rezystancję generatora ni-
skonapięciowego R

G

= 0,03*X

d

”, czy-

li R/X = 0,03.

prąd wyłączeniowy I

basym

Prąd zwarciowy wyłączeniowy

niesymetryczny I

basym

jest to bieżąca

wartość skuteczna prądu zwarciowe-
go i

k

= i

AC

+ i

DC

w chwili rozdziele-

nia styków wyłącznika t

min

(zapale-

nia łuku w bezpieczniku). Bieżąca
wartość składowej okresowej prądu
zwarcia nazywana jest prądem wy-
łączeniowym symetrycznym i wyra-
ża się wzorem:

I

I

b

k

=

∗

µ

''

gdzie:
i

k

– chwilowa wartość prądu zwar-

ciowego,
i

AC

– chwilowa wartość składowej

okresowej,

i

DC

– chwilowa wartość składowej

nieokresowej.

Współczynnik µ, obrazujący

zmniejszanie się wartości składo-
wej okresowej prądu zwarciowego,
można obliczyć ze wzorów zamiesz-
czonych w normie zwarciowej lub
odczytać z charakterystyk przedsta-
wionych na rysunku 5.

Dla pośrednich wartości t

min

sto-

suje się interpolację. Natomiast prąd
wyłączeniowy niesymetryczny obli-
cza się z poniższego wzoru:

I

I

i

I

e

basym

b

DC

k

t

T

=

+

=

∗

+

∗

''

min

µ

2

2

2

W przypadku zwarć odległych

(wyjaśnionych w 3/2002 elektro.in-
fo) od generatora, co ma miejsce, gdy

I

I

kG

rG

''

/

≤ 2

składowa okreso-

wa nie maleje i współczynnik µ = 1.
Wówczas prąd zwarciowy niesyme-
tryczny wyraża się wzorem:

I

I

e

k

I

basym

k

t
T

asym

k

=

∗

+

∗

=

∗

∗

''

''

min

1

2

2

Wartość współczynnika k

asym

moż-

na odczytać z wykresu przedstawio-
nego na rysunku 6.

Jeżeli przy zwarciu odległym sto-

sunek t

min

/T przekracza 1,5 to:

I

I

I

basym

b

K

≈

=

"

prąd zwarciowy ustalony

Dla zwarć odległych od generato-

ra

I

I

k

k

=

''

. W przypadku zwarć

w pobliżu generatora oblicza się war-
tość maksymalną prądu ustalonego
I

k max

= l

max

I

rG

- odpowiadającą mak-

symalnemu wzbudzeniu oraz I

k min

=l

min

I

rG

- odpowiadającą stałemu wzbu-

dzeniu maszyny w stanie biegu jało-
wego. Wartości współczynnika l moż-
na określić z rysunku 7, na którym
X

d sat

jest reaktancją generatora w sta-

nie nasycenia, widzianą z zewnątrz
i stanowi ona odwrotność współ-
czynnika zwarcia k

z

, znanego z teo-

rii maszyn elektrycznych.

zastępczy prąd cieplny

Prąd zwarciowy zastępczy cieplny

I

th

jest to wartość skuteczna prądu

zwarciowego i

k

= i

DC

+ i

AC

, obliczona

dla całego czasu trwania zwarcia T

k

,

do chwili przerwania przepływu prą-
du. Zgodnie z normą zwarciową, jego
wartość wyznacza się ze wzoru:

I

I

m

n

th

k

=

∗

+

''

Rys. 5 Współczynnik µ do wyznaczenia

prądu zwarciowego wyłączeniowe-

go symetrycznego generatorów

Rys. 7 Zależność współczynnika l

max

i l

min

od I

kG

’’/ I

rG

: a) dla turbogenerato-

rów, b) dla generatorów z bieguna-

mi jawnymi

Rys. 6 Względne wartości prądu wyłącze-

niowego niesymetrycznego w sto-

sunku do prądu zwarciowego

I

asym

/I

k

” = k

asym

Rys. 8 Zależność współczynników m i n

od czasu trwania zwarcia T

k

: a)

współczynnik m, b) współczyn-

nik n

o c h r o n a

z w a r c i o w a i p r z e c i ą ż e n i o w a

n r 4 / 2 0 0 4

61

w w w . e l e k t r o . i n f o . p l

gdzie:
m – współczynnik uwzględniający
wpływ składowej nieokresowej prą-
du zwarciowego,

n – współczynnik uwzględniający
wpływ cieplny składowej okreso-
wej prądu zwarciowego.
Przy zwarciach odległych, kie-

dy składowa okresowa i

AC

ma nie-

zmienną wartość równą I

k

’’, współ-

czynnik m=1 i prąd zwarciowy za-
stępczy cieplny przyjmuje wartość:

I

m

I

th

k

=

+

∗

1

'

Jeżeli przy zwarciu odległym, czas

trwania zwarcia przekracza 10-krot-
ną wartość stałej czasowej obwo-
du T

k

>10 T, to można przyjmować

I

th

@I

k

’’. Wartość współczynników m

i n można odczytać z wykresów na
rysunku 8.

Rozważania w tym artykule doty-

czą obliczeń największych prądów
zwarciowych, których znajomość
jest niezbędna podczas doboru ka-
bli, przewodów i aparatów elektrycz-
nych. Zupełnie inaczej przedstawia
się problem obliczania zwarć jedno-

fazowych pod kątem ochrony prze-
ciwporażeniowej, gdzie jako środek
ochrony zastosowano samoczynne
wyłączenie podczas zwarć. Zgodnie
z przyjętą klasyfikacją międzynaro-
dową, należy wyróżnić pięć ukła-
dów sieci zasilających:
a) TN-C,
b) TN-C-S,
c) TN-S,
d) TT,
e) IT.

Spośród tych układów do stoso-

wania w instalacjach odbiorczych,
zasilanych z agregatów, najbardziej
odpowiedni jest układ TN-S lub TT,
a w niektórych przypadkach układ
IT. Do zasilania budynków wyko-
rzystuje się powszechnie układ TN-S,
natomiast układ IT, mimo że posiada
wiele zalet, znalazł zastosowanie tyl-
ko w obiektach pływających i latają-
cych, a także jest sporadycznie wyko-
rzystywany w warunkach polowych,
w przypadku, gdy jedynym źródłem
jest agregat prądotwórczy.

Budynki, w których agregat stano-

wi rezerwowe źródło zasilania, zasi-
lane są poprzez układ SZR, wyposa-
żony w blokadę mechaniczną oraz

elektryczną, w celu uniemożliwie-
nia podania zasilania z dwóch róż-
nych źródeł jednocześnie.

Jak zostało przedstawione na

wstępie, zasilanie z każdego ze źró-
deł stanowi osobny zamknięty układ
zasilania.

W przypadku zasilania z sieci elek-

troenergetyki zawodowej, poprawne
zaprojektowanie ochrony przeciwpo-
rażeniowej, przez samoczynne wyłą-
czenie podczas zwarć, nie powodu-
je większych problemów. Natomiast
podczas zasilania z agregatu pojawia-
ją się trudności w poprawnym zapro-
jektowaniu samoczynnego wyłączenia
podczas zwarć. Powodem tych trudno-
ści jest opisana wcześniej zmienność
impedancji obwodu zwarciowego na
zaciskach generatora, co nie występuje
podczas zasilania z sieci energetyki za-
wodowej (parametry systemu elektro-

energetycznego, ze względu na bardzo
dużą moc zwarciową, nie ulegają zmia-
nie podczas trwania zwarcia). Podczas
zwarcia w odbiorniku zasilanym z agre-
gatu, prąd w początkowym okresie uzy-
skuje dużą wartość, która szybko ulega
znacznemu zmniejszeniu i przyjmu-
je on wartość mniejszą od prądu zna-
mionowego generatora agregatu.

Zmniejszenie się prądu zwarciowe-

go jest tym szybsze, im większa jest
odległość agregatu od zasilanych od-
biorników (stosunkowo duża rezy-
stancja kabla zasilającego powoduje
szybkie tłumienie składowej nieokre-
sowej zwarcia). Obwód zwarcia jedno-
fazowego w instalacji zasilanej z agre-
gatu można przedstawić na rysunku
9, na którym poszczególne symbo-
le oznaczają:
X

kG

– reaktancja zwarciowa genera-

tora,
R

L

– rezystancja przewodu fazowego,

R

PE

– rezystancja przewodu ochron-

nego,
U

o

– napięcie fazowe na zaciskach ge-

neratora,

Rys. 10 Unormowane charakterystyki:

a) zmienności reaktancji zwarcio-

wej generatora

X

X

f t

kG

NG

k

1

100

*

%

( )

=

;

b) zmienności prądu zwarciowe-

go generatora, przy zwarciu na

jego zaciskach

X

X

f t

kG

NG

k

1

100

*

%

( )

=

Rys. 9 Schemat jednofazowego obwodu zwarcia w instalacji zasilającej z agregatu

X

U

I

I

S

U

X

U
S

X

X

kG

f

N

N

N

NG

N

N

kG

NG

1

2

1

3

3

100

1

3

100

33

=

=

=

=

≈

*

*

*

%

*

%

%

62

w w w . e l e k t r o . i n f o . p l

n r 4 / 2 0 0 4

E – siła elektromotoryczna źródła za-
silającego zwarcie.

W przypadku, gdy agregat nie posia-

da układu regulacji mocy silnika na-
pędowego oraz regulacji prądu wzbu-
dzenia generatora, to reaktancja ob-
wodu zwarciowego, widziana z zaci-
sków generatora, gwałtownie rośnie,
a prąd zwarciowy maleje poniżej war-
tości prądu znamionowego.

Na rynku wydawniczym odczuwa

się brak literatury, w której znajdo-
wałby się wyczerpujący opis zjawisk
zachodzących podczas zwarcia w ge-
neratorach niskiego napięcia, a więc
i brak wskazówek dotyczących pro-
jektowania ochrony przeciwporaże-
niowej w instalacjach przez nie za-
silanych.

W tym artykule zostały przedsta-

wione podstawowe zjawiska towa-
rzyszące zwarciu w instalacjach zasi-
lanych z agregatów prądotwórczych
niskiego napięcia. W celu popraw-
nego zaprojektowania ochrony prze-
ciwporażeniowej w instalacji zasila-
nej z agregatu, należy posiadać in-
formacje dotyczące jego zachowania
się podczas zwarcia, podane przez
producenta w kartach katalogowych.
Współcześni producenci agregatów
wyposażają silnik napędowy w regu-
lator mocy, a prądnice w regulator prą-
du wzbudzenia z układem forsowania,
który utrzymuje na zaciskach genera-
tora prąd zwarciowy równy trzykrotne-
mu prądowi znamionowemu genera-
tora. Przykładem takich generatorów
mogą być wyroby francuskiej firmy
SDMO, w których podczas zwarcia
regulator prądu wzbudzenia genera-
tora utrzymuje stałą wartość napię-
cia na jego zaciskach, dzięki czemu
prąd zwarciowy przy zwarciu na za-
ciskach generatora przez 10 sekund
utrzymuje wartość I

kG1

= 3 x I

N

. Sy-

tuacja ta pozwala na przyjęcie uprasz-
czającego założenia, pozwalającego wy-
znaczyć wartość reaktancji zwarciowej
generatora dla celów ochrony przeciw-
porażeniowej:
gdzie:
U

f

- napięcie fazowe generato-

ra w [V],
U

N

– napięcie międzyfazowe gene-

ratora w [V],

S

N

– moc pozorna generatora w

[VA],
I

N

– prąd znamionowy generato-

ra w [A],

X

X

kG

NG

1

100

*

%

- wartość impedancji zwar-

ciowej generatora, wyrażona w [%],
którą należy przyjmować do oblicza-
nia skuteczności samoczynnego wy-
łączenia podczas zwarć w instalacji
zasilanej z agregatu (wartość tej re-
aktancji może się różnić od katalo-
gowej wartości reaktancji X

d

’, zaleca-

nej do wyznaczania prądów jednofa-
zowego zwarcia przez niektóre opra-
cowania poświęcone ochronie prze-
ciwporażeniowej).

Na podstawie dotychczasowych

rozważań można sporządzić uprosz-
czoną charakterystykę zmienności
reaktancji zwarciowej dla generatora
i wykres zmienności prądu zwarcio-
wego dla generatora podczas zwarcia
na jego zaciskach:

W celu oceny skuteczności ochro-

ny przeciwporażeniowej przez samo-
czynne wyłączenia podczas zwarć za-
silanych z agregatu, można w sposób
uproszczony (pod warunkiem, że pro-
ducent zapewnia utrzymanie stałej
określonej wartości prądu zwarcia
na zaciskach generatora, w określo-
nym czasie, np. I

kG1

=3*I

NG

) oszaco-

wać prąd zwarciowy w badanym od-
biorniku, przez obliczenie impedan-
cji zwarciowej na zaciskach genera-
tora oraz przez zmierzenie impedan-
cji obwodu zwarciowego z pominię-
ciem impedancji generatora. Całkowi-
ta wartość impedancji zwarciowej sta-
nowi geometryczną sumę reaktancji
generatora, przyjmowaną do obliczeń
zwarciowych, oraz rezystancji i reak-
tancji kabli zasilających oraz przewo-
dów instalacji odbiorczej zasilającej
badany odbiornik.

Z

X

X

R

I

U

Z

I

I

k

kG

k

k

w

k

1

1

0

2

0

2

1

0

1

1

=

+

+

=

≥

(

)

gdzie:
Z

k1

– całkowita impedancja obwo-

du zwarciowego zasilanego z agre-
gatu w [W],

*) Mgr inż. Zdzisław Strzeżysz jest pracownikiem Wojskowej Inspekcji Gospodarki Ener-

getycznej w Warszawie i od wielu lat zajmują się bezpieczeństwem eksploatacji urządzeń
elektroenergetycznych w obiektach budowlanych, podległych Ministrowi Obrony Narodo-
wej oraz agregatów prądotwórczych stanowiących podstawowe źródło zasilania wojskowych
urządzeń polowych. Brak opracowań w zakresie zasilania budynków z rezerwowych źródeł,
którymi są powszechnie stosowane agregaty prądotwórcze o napięciu wyjściowym 3x230/
400 V, daje podstawy do rozpowszechnienia doświadczeń z ich eksploatacji w Wojsku Pol-
skim. Celem autora jest uświadomienie projektantom i osobom zajmującym się eksploata-
cją agregatów, zagrożeń porażeniowych powstających podczas ich eksploatacji oraz wska-
zanie właściwego sposobu projektowania rezerwowego systemu zasilania.Do zadań WIGE
nałożonych przez Ministra Obrony Narodowej należy również weryfikacja projektów in-
stalacji elektrycznych oraz ciepłowniczych, przeznaczonych do realizacji w Resorcie Obro-
ny Narodowej. Doświadczenie wyniesione w tym zakresie pozwala autorowi na jednoznacz-
ne stwierdzenie, że nie wszyscy uwzględniają zmiany reaktancji generatora podczas trwa-
nia zwarcia, przez co wielu z nich popełnia błędy. Podobnie przedstawia się sprawa w za-
kresie oceny skuteczności ochrony przeciwporażeniowej obiektów zasilanych z agregatów
prądotwórczych, wykonywanych przez osoby zajmujące się pomiarami ochronnymi urzą-
dzeń elektroenergetycznych.

Planowany cykl artykułów Z. Strzeżysza ma na celu przedstawienie specyfiki zasilania

odbiorników z agregatów prądotwórczych, nieco odmiennej od zasilania z sieci elektro-
energetycznej i ma stanowić częściowe wypełnienie luki na rynku wydawniczym w tym
zakresie.

X

0

= X

L

+ X

PE

- reaktancja insta-

lacji odbiorczej i kabla zasilające-
go w [W],
R

0

= R

L

+ R

PE

- rezystancja insta-

lacji odbiorczej i kabla zasilające-
go w [W],
U

0

– napięcie fazowe w [V] na zaci-

skach generatora,
I

k1

– prąd zwarcia jednofazowe-

go w [A],
I

w

– prąd wyłączający zabezpieczenie

w określonym czasie zgodnie z PN-
IEC 60364, wyrażony w [A],
X

kG1

– reaktancja zwarcia generato-

ra przyjmowana do obliczeń zwarć
dla celów ochrony przeciwporaże-
niowej w [W] (w przypadku stoso-
wania agregatów produkcji SDMO
– X

kG1

=0,33 X

NG

).

Przedstawiony sposób prowadze-

nia obliczeń zwarciowych, w celach
ochrony od porażeń podczas zasila-
nia z agregatów prądotwórczych, po-
siada charakter uproszczony. Opis
wszystkich zachodzących zjawisk
podczas zwarcia w generatorze jest
bardzo złożony i wychodzi poza ramy
artykułu. Przedstawiony sposób obli-
czeń pozwala na ich przeprowadze-
nie z dostateczną dokładnością i sto-
sowanie ich w praktyce.

Badanie skuteczności samoczyn-

nego wyłączenia nie wyczerpuje za-

kresu badań eksploatacyjnych agre-
gatów i dlatego w drugiej części arty-
kułu zostaną przedstawione pozosta-
łe metody badań ochronnych i oce-
na bezpieczeństwa elektrycznego
w instalacjach zasilanych z agrega-
tów prądotwórczych.

literatura

1. E. Musiał, Prądy zwarciowe w ni-

skonapięciowych instalacjach
i urządzeniach prądu przemienne-
go, INPE 40/2001.

2. P. Kacejko, J. Machowski, Zwarcia

w sieciach elektroenergetycznych.
Podstawy obliczeń.

3. PN/E-05002 Urządzenia elektro-

energetyczne. Obliczanie prądów
zwarciowych w sieciach trójfazo-
wych prądu przemiennego.

4. PN-IEC 92-202 Instalacje na stat-

kach. Projektowanie systemu. Za-
bezpieczenia.

5. PN-90/E-05025 Obliczanie skutków

prądów zwarciowych.

6. Elektroenergetyczne sieci rozdziel-

cze, praca zbiorowa pod red. Sz.
Kujszczyka.

7. Katalogi firmowe agregatów -

SDMO Francja.

8. Katalogi okrętowych prądnic pro-

dukcji DOLMEL.

o c h r o n a

z w a r c i o w a i p r z e c i ą ż e n i o w a