Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006
Radovan Doleček, Ondřej Černý, Karel Hlava1
Přechodné jevy při provozování filtračně kompenzačních zařízení na ČD Klíčová slova: trakční napájecí stanice 25 kV, 50 Hz pro ČD, přechodné jevy při spínání LC větví filtračně kompenzačního zařízení, přechodné jevy při zkratu na kondenzátorech filtračně kompenzačního zařízení. 1
ÚVOD
V současné době je stále více diskutováno vzájemné působení a ovlivňování elektrických spotřebičů, tj. jejich elektromagnetická kompatibilita vůči jejich elektrickému okolí. České dráhy proto ve svých trakčních napájecích stanicích (TNS) jednofázové trakční proudové soustavy 25 kV, 50 Hz používají filtračně kompenzační zařízení (FKZ), které slouží především k podstatnému zlepšení nevyhovujícího účiníku elektrické energie odebírané TNS ze sítě 110 kV způsobeného koncepcí hnacích vozidel s diodovým trakčním měničem a k omezení obsahu harmonických složek v proudu odebíraném TNS při dodržení minimální hodnoty impedance trakční napájecí soustavy jako celku pro pracovní frekvenci zařízení hromadného dálkového ovládání (HDO) používaného dodavatelem elektrické energie. Článek řeší problematiku přechodných dějů s cílem objasnit přechodné jevy vznikající při reálných provozních i poruchových stavech FKZ. Je proveden podrobný rozbor a analýza celého trakčního obvodu s návrhem řešení těchto přechodných jevů počítačovou simulací, pro kterou jsou navržena jednotlivá modelová zapojení trakčního obvodu. Ze znalosti jednotlivých průběhů proudů a napětí, které jsou výstupem ze simulačního programu, jsou následně odvozeny kritické stavy. Hodnoty elektrických veličin získaných analýzou těchto stavů slouží jako vstupní parametry pro navrhování příslušných ochran trakčního obvodu a současně slouží jako pomocný prostředek pro projektování TNS s FKZ.
2
PŘECHODNÉ JEVY VZNIKAJÍCÍ PROVOZOVÁNÍM FKZ
Přechodné jevy jsou v elektrických soustavách poměrně časté, neboť je jimi provázena jakákoliv změna struktury analyzované soustavy nebo změna tzv. budícího signálu. Přechodné jevy v linearizovaných soustavách vyšetřujeme tak, že obvykle řešíme soustavu rovnic, které sledovaný jev popisují. Při řešení přechodných jevů bylo nutné se vyhnout stavbě fyzikálního modelu, který by byl velice finančně náročný, či možnosti sledování průběhů a chování obvodu v provozních podmínkách. Proto byl zvolen počítačový simulační program Pspice (ver.9.1). Tento program využívá jako vstupní data náhradní schémata jednotlivých zapojení trakčního obvodu jako celku. Tato schémata jsou sestavena z náhradních modelů jednotlivých prvků trakčního obvodu. Zde je nutno se zmínit o hlavní nevýhodě použití počítačové simulace, která stojí proti výhodám. Program nepracuje s reálnými prvky, ale s jejich modely a proto výsledek může být jen tak přesný jak jsou přesné modely prvků a postihovat jen ty jevy, které použité modely popisují. Vliv vnějších polí (elektromagnetické, teplotní) zvláště nehomogenních je do určité míry simulátory postižen jen ve velmi omezené míře. 1
Ing. Radovan Doleček, 1971, absolvent Dopravní fakulty Jana Pernera Univerzity Pardubice, obor Dopravní infrastruktura- elektrotechnika, specializace Elektrická trakční zařízení, r. 1999, nyní interní postgraduální doktorské studium na DFJP UPa KEEZ v tématice Pevná trakční zařízení. Ing. Ondřej Černý, 1980, absolvent Dopravní fakulty Jana Pernera Univerzity Pardubice, obor Elektrická zařízení železniční infrastruktury, r. 2004, nyní postgraduální doktorské studium na DFJP UPa KEEZ v tématice Regulace synchronních strojů. Doc. Ing. Karel Hlava, CSc., 1930, absolvent ČVUT FEL obor elektrická trakce, r. 1953, vědecký pracovník (ČD VÚŽ, TÚDC, SŽE), nyní docent katedry elektrotechniky, elektroniky a zabezpečovací techniky Dopravní fakulty Jana Pernera Univerzity Pardubice.
1
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006
3
NÁVRH ŘEŠENÍ
3.1
Konfigurace trakční napájecí soustavy 25 kV, 50 Hz Celková konfigurace • • •
3.2
trakční napájecí soustavy 25 kV, 50 Hz u ČD podle [1] je: přívodní vedení 110 kV od dodavatele elektrické energie, trakční napájecí stanice (TNS), trakční vedení (TV).
Náhrada homogenního vedení dvoubranem
Přívodní i trakční vedení mají charakter vedení elektricky homogenního s rozprostřenými elektrickými parametry a lze je tedy považovat za vedení elektricky dlouhé [2]. Toto dlouhé vedení lze nahradit dvojbranem, π -článkem nebo T -článkem se soustředěnými měrnými parametry nebo elektrickým dlouhým vedením s parametry, kterými jsou: podélný měrný odpor R m [Ω ⋅ km −1 ] ,
podélná měrná indukčnost Lm [ H ⋅ km −1 ] , příčná měrná kapacita C m [ F ⋅ km−1 ] a příčný měrný svod G m [ S ⋅ km −1 ] . Platnost náhrady je uvedena v [3]. Dále platí dvě základní rovnice (1) a (2) pro homogenní vedení s těmito rozprostřenými parametry (Obr.1) i(x)
i(x+dx)
: Obr.1 Úsek homogenního vedení dU = I (Rm + jωLm ) dx dI − = U (G m + jωC m ) dx
−
3.3
(1) (2)
Náhrada přívodního vedení
Přívodní vedení vvn 110 kV od dodavatele elektrické energie je konstruováno jako vzdušné, zásadně trojfázové s určitým zkratovým výkonem. Ten je obvykle podstatně větší než je trakční výkon TNS a lze tedy v tomto bodě napájení předpokládat, že vstupní impedance rozvodny dodavatele elektrické energie je pro kmitočty až do 2 kHz zanedbatelná, tj. tvoří pro tyto kmitočty zkrat. Jedná se tedy pro harmonické o vedení jednostranně zkratované. Pro sledované výpočty je výhodné respektovat přívodní vedení pouze s indukčností Lm a kapacitu C m , tj. zanedbat jeho svod G m a odpor R m . Tomuto zjednodušení nahrává skutečnost, že uvedené měrné parametry přívodního vedení jsou značně závislé na jeho konstrukci a použitých materiálech viz [3]. Dále aniž by došlo k velké chybě je možné při výpočtech zanedbat kapacitu C m . Důvodem je, že přesnější postup respektující charakter přívodního vedení jako vedení elektricky dlouhého není nutný vzhledem k převažujícímu vlivu náhradní indukčnosti trakčního transformátoru, je uvedeno v dalším. Náhrada přívodního vedení přechází pro stranu 27 kV na jednu podélnou indukčnost s hodnotou L110 = 2 mH pro zkratový proud I K = 6,317 kA .
3.4
Náhrada trakčního vedení
TV je vedení elektricky homogenní s rozprostřenými elektrickými parametry a lze je tedy považovat za vedení elektricky dlouhé viz [4] a [5]. Tento předpoklad lze přijmout, protože délka
2
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 traťových TV je ve srovnání se staničními TV podstatně větší. Pro elektricky dlouhé vedení lze sestavit model homogenního vedení opět se čtyřmi parametry (Obr.2), kterými jsou podélný měrný odpor RTV , podélná měrná indukčnost LTV , příčná měrná kapacita CTV , příčný měrný svod GTV .
Obr.2 Náhradní schéma trakčního vedení V případě TV se vzhledem k jeho velmi dobré izolaci při výpočtech zanedbává měrný svod GTV trolejového vedení a s ním spojených dalších vzdušných vedení vůči zpětnému vedení. Tato možnost je dána vlastnostmi dnes používaných dříkových izolátorů a vyloučením možnosti jejich povrchového znečištění zánikem parní trakce, takže jejich svodový odpor dosahuje velmi vysokých hodnot a umožňuje uvedené zjednodušení viz [6] a [7]. Pro výpočty se uplatní RTV , LTV , které jsou frekvenčně závislé. Proud procházející vodičem je vytlačován na jeho povrch (tzv. skinefekt) se zvyšující se frekvencí, následkem toho klesá užitečný (tj. efektivní) průřez vodiče a narůstá RTV . Vlivem skinefektu je snižována hloubka vniku proudu do země, tím se zmenšuje plocha smyčky a LTV s frekvencí klesá až po určitou frekvenci, kde potom zůstává konstantní. Příčina je dána tím, že zpětný zemní proud má s rostoucí frekvencí tendenci šířit se těsně při povrchu země, a proto klesá plocha smyčky. CTV , která je tvořena kapacitou všech vodičů mající trakční napětí, je měřena proti zpětnému vedení tvořenému v tomto případě převážně zemí. Její číselná hodnota bude záviset především na počtu uvedených vodičů, jejich výšce a na jejich vnějším průměru. Dále pak i na konfiguraci okolí elektrizované trati (tunel, zářez, násep, stanice atd.). Hodnoty zvolené pro náhradní schéma ztrátového homogenního vedení s rozprostřenými parametry TV ve složení 100Cu + 50Bz jako ztrátového vedení jsou: • délka TV lTV = 53,2 km , • měrný podélný odpor
RTV = 0,4 Ω ⋅ km −1 ,
• měrná podélná indukčnost LTV = 1,0 mH ⋅ km −1 , • měrná kapacita vedení
CTV = 15 nF ⋅ km −1 , (bez zesilovacího vedení)
• měrný svod vedení
GTV = 0 S ⋅ km -1 .
Tyto zvolené hodnoty pak definují použitý model TV jako ztrátového homogenního vedení. 3.5
Náhrada transformátoru 110 kV / 27 kV
Trakční transformátor 110/27 kV pro oblast energetických harmonických lze nahradit jedinou podélnou LTT , která je dána jeho napětím nakrátko, doplněnou rezistorem v sérii RTT představujícím činné ztráty. Vzhledem k širokému rozsahu regulace výstupního napětí, umožněné pod výkonem přepínačem primárních odboček (2 x 8 odboček), závisí hodnota náhradní podélné indukčnosti na použité odbočce, neboť použitý převod transformátoru může být pro každý transformátor trochu odlišný v závislosti na nastavené odbočce. Proudové harmonické procházejí trakčním transformátorem ovlivněné pouze jeho použitým závitovým převodem. Pak pro trakční transformátor s jmenovitým výkonem 10 MVA a činných ztrátách nakrátko 53 kW získáváme hodnoty: • podélná indukčnost LTT = 24 mH , • náhradní odpor RTT = 0,39 Ω .
3
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 3.6
Náhrada FKZ u ČD
Požadavky na FKZ jsou podle [8], [9], [10], [11] a [12]: • upravit indukční účiník základní harmonické trakčního odběru hnacích vozidel jednofázové trakce v připojovacím bodě TNS na hodnotu požadovanou dodavatelem elektrické energie, tj. DPF = 0,95 − 1,00 (indukčních), při zajištění dostatečného kompenzačního výkonu, • podstatně omezit přestup proudových harmonických řádu 3 a 5, příp. 7. tak, aby odpovídající složky v napětí připojovacího bodu TNS ležely pod mezními hodnotami předepsanými dodavatelem elektrické energie, • zajistit, aby vstupní impedance TNS jako celku (tj. včetně kapacity TV a trakčního odběru hnacích vozidel jednofázové trakce) pro pracovní kmitočet soustavy HDO dodavatele elektrické energie byla větší než jím požadovaná hodnota, tj. zabránit snížení úrovně tohoto řídícího kmitočtu 216,67 Hz v připojovacím bodě TNS. Tyto podmínky musí splněny v celém rozsahu trakčního zatížení TNS při dodržení principu, že napájené úseky TV jsou důsledně napájeny jednostranně. Pro splnění výše uvedených podmínek jsou navrhována FKZ takto: FKZ (Obr.3) obsahuje dvě paralelně řazené sériové LC větve pro 3.a 5. harmonickou doplněné paralelně připojenou dekompenzační větví. Ladění LC větví se neprovádí přesně na řádové číslo harmonické, ale na nižší hodnotu n3 = 2,90 − 2,95 a n5 = 4,98 − 5,00 . Požadavek na dostatečnou celkovou vstupní impedanci ( Z vstup = 500 − 900 Ω ) pro pracovní kmitočet f HDO je proveden pomocí vhodné volby hodnot kapacit C 3 , C 5 v jednotlivých větvích, které jsou tímto na sobě závislé. LC větev pro 5. harmonickou je připojena přes odpojovač, tak, aby byla dodržena podmínka filtrace od nejnižší harmonické. Provedení FKZ umožňuje doplnění LC větví pro 7. harmonickou s podmínkou, že už při návrhu byla dekompenzační větev navržena pro toto doplnění. Dekompenzační větev obsahuje snižovací transformátor, tyristorový fázový regulátor a dekompenzační tlumivku. Dekompenzace je prováděna dekompenzační tlumivkou, která je regulována tak, aby byl v připojovacím bodě TNS k síti 110 kV odebírán výkon s induktivním účiníkem DPF = 0,98 . Při částečném otevření regulátoru dekompenzační větve dojde ke vzniku dodatečných harmonických především řádu 3 v napětí přípojnice 27 kV. Sečtením obou 3. harmonických regulátoru a sítě 110 kV by mohlo dojít k přetížení LC větve 3. harmonické, čímž je odůvodněna zásada o ladění LC větve FKZ těsně pod 150 Hz. 27kV
REG
Obr.3 Schéma zapojení FKZ Pro náhradní schéma FKZ bylo zvoleno zařízení instalované v TNS Modřice viz [13]: LC větev 3. harmonické: • součtová kapacita kondenzátorů C 3 = 8,5 µF , • indukčnost rezonanční tlumivky L3 = 137 mH , • odpor tlumivky R L 3 = 1,43 Ω , • vlastní rezonanční kmitočet f 3 = 147 ,5 Hz . 4
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 LC větev 5. harmonické: • součtová kapacita kondenzátorů C 5 = 2,4 µF , • indukčnost rezonanční tlumivky L5 = 169 mH , • odpor tlumivky R L 5 = 1,77 Ω , • vlastní rezonanční kmitočet f 5 = 249,9 Hz . Přístrojové transformátory napětí: • náhradní indukčnost LTR = 6079 H , • náhradní odpor RTR = 9945 Ω . Větev dekompenzační: snižovací transformátor 27 kV/6 kV, typový výkon 4200 kVA, který má na svém sekundárním vinutí připojenou: • vzduchovou dekompenzační tlumivku, pro zvolený případ TNS Modřice s napájeným úsekem lTV = 53,2 km dostáváme hodnotu celkové indukčnosti dekompenzační větve na straně 27 kV L DEK = 0,596 H a odpor dekompenzační větve R L ,DEK = 6,24 Ω . • fázový regulátor COMPACT, jehož řídící úhel je odvozen z údajů přístrojových transformátorů napětí a proudu tak, aby TNS ve svém připojovacím bodě k síti 110 kV vykazovala účiník v hodnotě cca DPF = 0,98 .
3.6.1
Náhrada vakuového vypínače FKZ
Důležitý prvek umožňující zapínání a vypínání FKZ je jednopólový vakuový vypínač. Hlavní částí tohoto vypínače je vakuová zhášecí komora, jejímiž významnými částmi jsou symetrické kontakty, z nichž jeden je v provedení pevném a druhý v provedení pohyblivém (Obr.4).
Obr.4 Řez vakuovou zhášecí komorou Toto základní uspořádání přináší zásadní výhodu spočívající v podstatném omezení údržby, která se týká v podstatě jenom zapínacího a vypínacího mechanismu. Pro popis zhášení střídavého elektrického oblouku ve vakuu nelze využít klasické metody, jako je např. teorie Mayra, teorie Cassieho či další, jež se v současnosti používají v různých úpravách pro popis vypínání oblouků [14], [15], [16] a [17]. Důvodem je zcela odlišný charakter průběhu oblouku ve vakuu.
5
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 Průběh zhášení střídavého oblouku ve vakuu má velký vliv na přechodné jevy. Popsaný průběh zhášení oblouku je platný pro vakuové zhášecí komory používaných jednopólových vakuových vypínačů u FKZ podle [18], [19] a [20]: Přerušení proudu se děje vždy oddělením kontaktů vypínače od sebe. Při posledním dotyku před konečným mechanickým a galvanickým oddělením kontaktů vzniká extrémní proudová hustota a teplota. Při vzdalování kontaktů (na vzdálenost cca 16 mm) začíná být přerušován procházející proud, který vyvolá vznik jevu označovaného jako kovový oblouk ve vakuu. Přitom dochází k vypařování a ionizaci materiálu kontaktů. Zde se uplatní nosiče nábojů mezi elektrodami. Těchto nosičů je při vypínání zkratového proudu k dispozici takové množství, že vypínaný proud prochází zpočátku v nezměněné velikosti. Při poklesu proudu na hodnotu 4 až 5 A, která je potřeba pro udržení kovových par oblouku, je oblouk přerušen ještě před průchodem proudu nulou. Vodivé kovové páry kondenzují na kovovém povrchu do několika µs, což znamená, že tzv. kontaktní mezera obnovila svoji dielektrickou pevnost. Toto rychlé obnovení dielektrické pevnosti v kontaktní mezeře znamená, že oblouk je již bezpečně uhašen. Oblouk ve vakuovém vypínači není chlazen. Kovové páry plazmatu mají vysokou elektrickou vodivost, což představuje ve výsledku extrémně nízké obloukové napětí jen 20 až 200 V [21]. Krátká doba hoření oblouku (max. 10 ms pro 50 Hz) zajišťuje, že energie je přeměněno v kontaktní mezeře velmi málo, což vysvětluje prodlouženou elektrickou odolnost. Pro zabránění lokálního přehřátí kontaktů je využito fyzikálního jevu, kdy difúzní modus vakuového oblouku je stabilizován axiálním magnetickým polem (dříve transverzální magnetické pole), které je vyvoláno procházejícím proudem a jehož směr je stejný jako směr proudu obloukem. Pak toto pole vytváří tzv. cyklotronový efekt. Nabité částice jsou uvedeny magnetickým polem na spirální dráhy malého průměru, takže vznikají vláknové formy oblouku mezi kontakty. Neboli kontakty vedou proud oblouku způsobem vytvářejícím magnetické pole, které donutí oblouk rotovat. Přerušování kovového oblouku ve vakuu se děje výlučně ve válcovém prostoru, který je omezen plochou obou vypínacích kontaktů. S kontakty vytvářejícími transverzální magnetické pole je objem zhášecí komory přibližně 2x větší něž axiálního magnetického. Přerušovaný proud musí být udržován na hodnotě tak malé jak je možné, aby nedocházelo k nadměrnému přepětí v případě vypínání induktivního obvodu. Bez dalšího použití fyzikálních efektů je popsaný difúzní modus elektrického oblouku omezen na okamžitou proudovou hodnotu kolem 10 kA. Při větším proudu se vytvoří koncentrovaná forma kovového vakuového výboje. Vytvoří se rázová vlna mezi nosiči nábojů, která zvětší energii vypínání. Přitom se taví vrstva materiálu kontaktů a vznikají kovové páry v prostoru mezi kontakty. Z důvodu tepelné setrvačnosti probíhá tento proces ještě při přirozeném průchodu proudu nulou, takže by nebylo možné provést vypnutí při opětně vzrůstajícím napětí, protože by trvala silná koncentrace nosičů nábojů. Pro náhradu byl zvolen vakuový vypínač typ 3AF 9342-4, (27,5 kV/ 1250 A, 25 kA) firmy Siemens [18]. Předpoklady: Zanedbání úbytků na oblouku, ale i protinapětí, jelikož proudy při tomto použití vypínače jsou malé. Pak lze provést náhradu přímo napěťovým skokem s velmi strmým nárůstem proudu (Obr.5). Doba nárůstu napětí je t n < 1µs . Pokud by byla tato hodnota větší, přešla by úprava na model s proměnným odporem. Maximální hodnotu napětí na oblouku představuje horní hranice 100 V , která byla zvolena na základě konzultací na AV ČR. Vakuový vypínač je vytvořen jako model ideálního vypínače, čili jedná se o skokovou změnu s podmínkou: Pokud I > 5 A , pak hodnota činného odporu, který představuje vedení proudu mezi kontakty vypínače, je R ≈ 0 Ω . V opačném případě I < 5 A je R ≈ 10 MΩ , což představuje dostatečně velkou hodnotu a tento stav odpovídá vypnutí vypínače.
6
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006
U[V] 100V
20V
n
Obr.5 Průběh napětí ve vakuové komoře vypínače Model byl založen na ideálních vypínačích ze základní knihovny simulačního programu PSpice. Tyto ideální vypínače byly použity z důvodu jejich jednoduchosti a snadnější kontrolovatelnosti chování tohoto prvku a tím i tohoto celku. Simulace vypínání napáječového vypínače je velice problematická. Při vypínání dochází k přepětím, přičemž hodnoty vzniklého přepětí jsou závislé na přesném postupu zhášení oblouku, tj. strmost nárůstu odporu a rychlost hoření tohoto oblouku ve vakuové komoře a na indukčnosti trakčního transformátoru. Podle současných dostupných podkladů uvádějících průměrnou dobu hoření oblouku v rozmezí t AV = 5,55 − 8,90 ms pro typ vakuového vypínače (3AF 9342-4) firmy Siemens, lze předpokládat, že k významnému přepětí nebude docházet. Toto tvrzení však nemusí platit pro jiný typ vakuového vypínače, kde dochází k větší rasanci vypínání proudu.
3.7
Ochrany FKZ
FKZ jako celek je jištěno jednopólovým vakuovým vypínačem v daném případě TNS Modřice viz [13], výrobek ABB EFF Brno typu VVI 38.12.25.K1 s jmenovitým proudem 1250 A a zkratovou odolností 25 kA. Jeho vypnutí je vázáno především na zásah následujících prvků: • nadproudové a zkratové ochrany FKZ jako celku zajišťované relé SPAJ140C napájeného z proudového měniče s převodem 300/5 A, přičemž zapůsobení tohoto relé je dáno proudem: • 5,0 A, tj. při nadproudu větším než 300 A, po dobu 1 sekundy, • 10,0 A, tj. při zkratu větším než 600 A, po dobu 40 ms, • nadproudové a zkratové ochrany větve LC pro 3. harmonickou zajišťované relé SPAJ140C napájeného z proudového měniče s převodem 200/5 A, přičemž zapůsobení tohoto relé je dáno proudem: • 3,5 A, tj. při nadproudu větším než 140 A, po dobu 1,5 sekundy, • 8,75 A, tj. při zkratu větším než 350 A, po dobu 40 ms, • nadproudové a zkratové ochrany větve LC pro 5. harmonickou zajišťované relé SPAJ140C napájeného z proudového měniče s převodem 150/5 A, přičemž zapůsobení tohoto relé je dáno proudem: • 3,0 A, tj. při nadproudu větším než 90 A, po dobu 1,5 sekundy, • 9,0 A, tj. při zkratu větším než 270 A, po dobu 50 ms, • nadproudové a zkratové ochrany dekompenzační větve zajišťované relé SPAJ140C napájeného z proudového měniče s převodem 150/5 A, přičemž zapůsobení tohoto relé je dáno proudem: • 5,6 A, tj. při nadproudu větším než 168 A, po dobu 2 sekund, • 15,0 A, tj. při zkratu větším než 450 A, po dobu 40 ms, • balanční ochrany kondenzátorových skupin obou větví LC, • signálu vycházejícího z COMPACTu dekompenzační větve, pokud napájecí napětí pro jeho synchronizaci poklesne pod úroveň 50 % jmenovitého napětí přípojnice 27 kV po dobu větší než 1,2 sekundy vlivem poklesu napětí této přípojnice,
7
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 • dále snímačem teploty COMPACTu a snímači teploty sekundárních cívek snižovacího transformátoru dekompenzační větve. • • • • • • •
4 4.1
Přepěťová ochrana firmy TRIDELTA typu SBK-I 40/5 s parametry: U r = 40 kV efektivní hodnota jmenovitého napětí efektivní hodnota trvalého provozního napětí U c = 32,4 kV špičková hodnota dočasného převýšení napětí (1 s) 42,5 kV špičková hodnota zbytkového napětí při strmém proudovém impulzu 5 kA 115 kV špičková hodnota zbytkového napětí při spínacím proudovém impulzu 125 A 82 kV při spínacím proudovém impulzu 250 A 84,5 kV při spínacím proudovém impulzu 500 A 88 kV
SIMULACE PŘECHODNÝCH JEVŮ Připojení FKZ k přípojnici 27 kV
Na (Obr.6) je celkové schéma simulovaného obvodu pro vyšetřovaný děj včetně připojeného TV uvažovaného jako otevřené vedení.
Obr.6 Schéma trakčního obvodu připojení FKZ k přípojnici 27 kV 80KV
78,6KV
45,3KV 40KV
0V
-40KV
-45,3KV
-80KV 1.01s 1.00s V(C_3harmonic:2)
-79,9KV 1.02s
1.03s
1.05s
1.04s
Time
8
1.06s
1.07s
1.08s
1.09s
1.10s
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 Obr.7 Průběh napětí na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické po připojení FKZ k přípojnici 27 kV 80KV
73,2KV
40,3KV 40KV
0V
-40KV -40,3KV
-80KV 1.00s 1.01s V(C_5harmonic:2)
-73,5KV 1.02s
1.03s
1.04s
1.05s
1.06s
1.07s
1.08s
1.09s
1.10s
Time
Obr.8 Průběh napětí na kondenzátorové skupině LC větve 5. harmonické po připojení FKZ k přípojnici 27 kV
4.1.1
Závěry k připojování FKZ
Typy připojení: • připojení celého FKZ k přípojnici 27 kV, • připojení LC větve 3. harmonické bez dekompenzační větve FKZ k přípojnici 27 kV, které je v provozu méně pravděpodobné (tzv. S-FKZ), • připojení LC větve 5. harmonické k LC větvi 3. harmonické připojené bez dekompenzační větve FKZ k přípojnici 27 kV, které je v provozu méně pravděpodobné. Zjištění: • Zjištěné časové průběhy mají charakter základní frekvence, tj. síťové frekvence 50 Hz a superponovaných tlumených kmitů s vlastní frekvencí LC větve. • Rozdíly ustálených a vypočítaných hodnot napětí a proudů jsou zapříčiněny vlivem nepřesnosti modelů používaných při simulaci a též zvoleným krokem simulace. • V průběhu proudu LC větví je dobře vidět vliv harmonických. V případě LC větve 3. harmonické je to 3 harmonická, v případě LC větve 5. harmonická je to 5. harmonická. • Největší vrcholové hodnoty nedosáhne analyzovaná veličina v některých případech v prvním vrcholu, ale až ve druhém či třetím vrcholu. • Napětí na kondenzátorové skupině LC větvě 3. harmonické ve všech typech připojení nepřesáhne hodnotu cca 83 kV, čímž je napěťové dimenzování plně vyhovující, neboť kondenzátorové skupiny jsou dimenzované na trvalé napětí 2 x 40 kV (tj. dva kondenzátory v sérii). Dále je možné tyto kondenzátory krátkodobě přetížit, tj. pro případ přechodného jevu. Ustálená hodnota tohoto napětí je cca 45 kV. • Napětí na kondenzátorové skupině LC větvě 5. harmonické ve všech typech připojení nepřesáhne hodnotu cca 78 kV, čímž je opět splněna podmínka pro napěťové dimenzování kondenzátorů. Ustálená hodnota tohoto napětí se pohybuje v rozmezí od 40 kV do 41,5 kV podle typu zapojení FKZ. • Proud v LC větvi 3. harmonické dosáhne maximální vrcholové hodnoty cca 180 A. Ustálená hodnota tohoto proudu je cca 120 A.
9
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 • Proud v LC větvi 5. harmonické dosáhne maximální vrcholové hodnoty od 125 A do 170 A podle typu zapojení FKZ. Ustálená hodnota tohoto proudu je cca 31 A. • Proud v TV dosáhne maximální vrcholové hodnoty cca 50 A jenž představuje hodnotu při otevřeném vedení. Hodnota ustáleného proudu je 10 A, což je hodnota kapacitního proudu TV. • Napětí na začátku TV nepřesáhne vrcholovou hodnotu cca 47,2 kV. Hodnota ustáleného napětí před připojením i po připojení je cca 40 kV. • Napětí na konci TV je v porovnání s napětím na začátku korespondující, nepatrný rozdíl není významný, maximální vrcholová hodnota je cca 46,2 kV.
4.2
Odpojení FKZ od přípojnice 27 kV
Na (Obr.9) je celkové schéma simulovaného obvodu pro vyšetřovaný děj včetně připojeného TV uvažovaného jako otevřené vedení.
Obr.9 Schéma trakčního obvodu odpojení FKZ od přípojnice 27 kV 50KV
25KV
0V
-25KV
-50KV V(C_3harmonic:2) 50KV
25KV
0V
-25KV SEL>> -50KV 1.00s 1.05s 1.10s V(C_5harmonic:2)
1.15s
1.20s
1.25s
1.30s
1.35s
1.40s
1.45s
1.50s
Time
Obr.10 Průběh napětí na kondenzátorové skupině LC větve 3. a 5. harmonické po odpojení FKZ od přípojnice 27 kV při vybíjení přes primární vinutí přístrojového transformátoru napětí Napětí kondenzátorové skupiny LC větve 3. a 5. harmonické při vybíjení přes primární vinutí přístrojového transformátoru napětí vychází z počátečních hodnot 45 kV u 3. harmonické (Obr.10 nahoře) a 41,6 kV u 5. harmonické (Obr.10 dole). K poklesu napětí na nulovou hodnotu dochází za čas cca 2,2 s.
10
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 4.2.1
Závěry k odpojování FKZ
Typy odpojení: • odpojení celého FKZ k přípojnici 27 kV, • odpojení LC větve 3. harmonické bez dekompenzační větve FKZ k přípojnici 27 kV, které je v provozu méně pravděpodobné (tzv. S-FKZ), • odpojení LC větve 5. harmonické k LC větvi 3. harmonické připojené bez dekompenzační větve FKZ k přípojnici 27 kV, které je v provozu méně pravděpodobné. Zjištění: • Zjištěné časové průběhy mají opět charakter základní frekvence, tj. síťové frekvence 50 Hz a superponovaných tlumených kmitů s vlastni frekvencí LC větve. • Rozdíly ustálených a vypočítaných hodnot napětí a proudů jsou zapříčiněny vlivem nepřesnosti modelů používaných při simulaci a též zvoleným krokem simulace. • Ochranná doba k opětnému připnutí LC větví k přípojnici je 16 min, což je plně vyhovující, neboť k úplnému vybití náboje kondenzátorových skupin LC větví dochází za podstatně kratší dobu, tj. před touto ochrannou dobou ve všech typech zapojení. • Proud v TV dosahuje maximální vrcholové hodnoty cca 13,6 A. Hodnota ustáleného proudu před připojením i po připojení je 10 A. • Napětí na začátku TV nepřesáhne vrcholovou hodnotu cca 43,2 kV. Při odpojení dochází opět pouze k zakmitání napětí, které není příliš významné. Ustálená hodnota je cca 40 kV. • Napětí na konci TV dosahuje nejvyšších vrcholových hodnot cca 40,3 kV a je korespondující s napětím na začátku TV, včetně ustálené hodnoty napětí před připojením i po připojení, která je cca 40 kV.
4.3 4.3.1
Zkraty na kondenzátorových skupinách FKZ Zkrat na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické FKZ
Obr.11 Schéma trakčního obvodu zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické FKZ s připojenou LC větví 5. harmonické, s dekompenzační větví a připojeným TV
11
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006
60A
52,3A 40A 30,2A 24,8A
20A
-0A
-20A -24,8A -30,2A
-40A
-47,7A -60A 1.000s 1.005s I(C_5harmonic)
1.010s
1.015s
1.020s
1.025s
1.030s
1.035s
1.040s
1.045s
1.050s
Time
Obr.12 Průběh proudu v LC větvi 5. harmonické FKZ při zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické 1.0KA
0A
-1.0KA
I(L_3harmonic)
100A
0A
-100A
I(L_5harmonic)
40A
0A
SEL>> -40A 1.000s 1.005s I(R_mer_vedeni)
1.010s
1.015s
1.020s
1.025s
1.030s
1.035s
1.040s
1.045s
1.050s
Time
Obr.13 Průběhy proudů v LC větvi 3. a 5. harmonické FKZ a proudu v TV po zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické
4.3.2
Závěr ke zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické FKZ
Zjištění: • Proud v LC větvi 5. harmonické (Obr.12) vychází z ustálené hodnoty 30,2 A, dosáhne maximální vrcholové hodnoty 52,3 A, následně se ustálí na hodnotě 24,8 A. • Proud v TV (Obr.13 dole) vychází z ustálené hodnoty 10 A, dosáhne maximální vrcholové hodnoty -29,1 A, následně se ustálí na hodnotě 8,2 A. • Napětí na kondenzátorové skupině LC větve 3. harmonické vychází z ustálené hodnoty 40 kV. • Napětí na začátku TV vychází z ustálené hodnoty 38,5 kV, které již nedosáhne a následně se ustálí na hodnotě 32 kV.
12
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 • Napětí na indukčnosti LC větve 3. harmonické vychází z ustálené hodnoty 5,0 kV, dosáhne maximální vrcholové hodnoty 38,5 kV. • Napětí na indukčnosti LC větve 5. harmonické vychází z ustálené hodnoty 1,5 kV, dosáhne maximální vrcholové hodnoty -10,6 kV.
4.3.3
Zkrat na kondenzátorové skupině LC větve 5. harmonické FKZ
Obr.14 Schéma trakčního obvodu zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 5. harmonické FKZ s připojenou LC větví 3. harmonické s dekompenzační větví a připojeným TV 150A
133,1A 116A 100A
100A
50A
-0A
-50A
-100A -100A -116A -150A 1.000s 1.005s I(C_3harmonic)
-136,2A 1.010s
1.015s
1.020s
1.025s
1.030s
1.035s
1.040s
1.045s
1.050s
Time
Obr.15 Průběh proudu v LC větvi 3. harmonické FKZ při zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 5. harmonické
13
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006
200A
0A
-200A I(L_3harmonic) 1.0KA
0A
-1.0KA I(L_5harmonic) 40A
0A
SEL>> -40A 1.000s 1.005s I(R_mer_vedeni)
1.010s
1.015s
1.020s
1.025s
1.030s
1.035s
1.040s
1.045s
1.050s
Time
Obr.16 Průběhy proudů v LC větvi 3. a 5. harmonické FKZ a proudu v TV při zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 5. harmonické
4.3.4
Závěry ke zkratu na kondenzátorové skupině LC větve 5. harmonické FKZ
Zjištění: • Proud v LC větvi 3. harmonické (Obr.15) vychází z ustálené hodnoty 116 A, dosáhne maximální vrcholové hodnoty -136,2 A, následně se ustálí na hodnotě 100 A. • Proud v TV (Obr.16) vychází z ustálené hodnoty 10 A, dosáhne maximální vrcholové hodnoty -22,9 A, následně se ustálí na hodnotě 8,3 A. • Napětí na kondenzátorové skupině LC větve 3.harmonické vychází z ustálené hodnoty 43,5 kV, které již nedosáhne a následně se ustálí na hodnotě 37,5 kV. • Napětí na začátku TV vychází z ustálené hodnoty 38,5 kV, které již nedosáhne, a následně se ustálí na hodnotě 33,2 kV. • Napětí na indukčnosti LC větve 3. harmonické (vychází z ustálené hodnoty 5,0 kV, dosáhne maximální vrcholové hodnoty -11,8 kV. • Napětí na indukčnosti LC větve 5. harmonické vychází z ustálené hodnoty 1,5 kV, dosáhne maximální vrcholové hodnoty 38,4 kV.
5
ZÁVĚRY
• Při připojování nedochází k výrazným nárůstům hodnot napětí, které by vedly k ohrožení některých prvků FKZ. Simulace dokládá maximální vrcholovou hodnotu na kondenzátorových skupinách cca 80 kV, což nemá vliv na dimenzování kondenzátorových skupin a vybavení nastavených ochran. • Při vypínání nedochází k přepětí a situace opětovného připojení kondenzátorových skupin je plně pokryta dostatečnou dobou, která slouží k vybití náboje kondenzátorových skupin. • Zkraty na kondenzátorových skupinách zasahují do oblasti vypínání vakuového vypínače, kde je situace velice problematická. Při vypínání dochází k přepětím, přičemž hodnoty vzniklého přepětí jsou závislé na přesném postupu zhášení oblouku, tj. strmost nárůstu odporu a rychlost hoření tohoto oblouku ve vakuové komoře a na indukčnosti trakčního transformátoru. Podle současných dostupných podkladů uvádějících průměrnou dobu hoření oblouku v rozmezí t AV = 5,55 − 8,90 ms pro typ vakuového vypínače (3AF 9342-4) firmy Siemens, lze předpokládat, že k významnému přepětí nebude docházet. Toto tvrzení však nemusí platit pro
14
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006 jiný typ vakuového vypínače, kde dochází k větší rasanci vypínání proudu. K vypínání zkratů dochází vlivem vybavení ochrany v LC větvi, kde dochází ke zkratu. Ochrany ve zbývajících větvích nebudou reagovat, neboť hodnoty, které dosáhnou proudy v těchto větvích, nepřekročí nastavené hodnoty pro vybavení ochran. • Doporučení: Ochrany jednotlivých prvků TNS jako celku nastavovat podle výsledků simulačních analýz, vždy pro danou soustavu ( tj. konfigurace FKZ, délky TV napájených úseků) s danými parametry (tj. parametry FKZ závisejí na požadavcích dodavatele elektrické energie: dostatečná celková vstupní impedance pro pracovní kmitočet f HDO a dovolený procentní obsah napěťových harmonických) a danými provozními podmínkami (tj. trakční zátěž). Elektrické dimenzování výkonových prvků TNS kontrolovat simulací přechodných a poruchových stavů, které mohou v dané soustavě vzniknout. Volbu parametrů omezovačů přepětí a jejich umístění v TNS kontrolovat simulační analýzou poruchových stavů. Prohloubit výchozí nastavení modelů simulačních schémat na základě dalších poznatků získaných z nových literárních podkladů (např. podrobnosti o modelu funkce vakuového vypínače) a ze zkušeností provozních pracovníků (výskyt provozních poruch a analýz jejich příčin vzniku a jejich následků ).
15
Vědeckotechnický sborník ČD č. 21/2006
6
LITERATURA
[1] [2] [3]
[4] [5] [6]
[7] [8] [9] [10] [11] [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] [19] [20]
[21]
VERZICH, V.: Napájecí systémy Železničních zabezpečovacích zařízení, TU ČD, Praha 2005, ISBN 80-85104-86-5. RAMO, S., WHINNERY, R. J., DUZER, V. T.: Fields and Wales in communication electronics, Canada, 1993, ISBN 0-471-58551-3. BURRTSCHER, H.: Labormodell zur Untersuchung der Ausbreitung und Superposition von Oberschwingungen in Bahnnetz, wiss. Mitarbeiter am Institut für Automatik und Industrielle Elektronik der ETH Zürich, ORE A 122 zu Punkt 3.2 des Arbeitsprogrammes. HLAVA, K.: Elektromagnetická kompatibilita (EMC) drážních zařízení, Univerzita Pardubice, 2004, ISBN 80-7194-637-0. BAZELYAN, M. E., RAIZER, P. Yu.: Spark discharge, New York CRC Press LLC, USA, 1998, ISBN 0-8493-2868-3. ČSN EN 50122-2 (34 1520): Drážní zařízení - Pevná trakční zařízení - Část 2: Ochranná opatření proti účinkům bludných proudů, způsobených DC trakčními proudovými soustavami, (účinnost 2001-08-01), idt. EN 50 122-2/A1, 2002. ČSN 34 93 25: Keramické izolátory. Izolátory pro trakční vedení drah. (účinnost 1973-10-01). HLAVA, K.: Omezení vlivu FKZ na signál HDO energetiky, 1. a 2. část, Zpráva k úkolu TR č. D 237 4026, TÚDC odd. EMC, 1996. HLAVA, K.: Návrh na doplnění filtračně kompenzačního zařízení NS ČD, Dílčí zpráva úkolu Z 0024 003, „Regulační větev filtračně kompenzačního zařízení“ (BK 22 459) Praha, 1994. PNE 38 2530: Hromadné dálkové ovládání: Automatiky, vysílače a přijímače, (účinnost 199401-01). HLAVA, K.: Diagnostika vlivu napájecí soustavy jednofázové trakce ČD na signál hromadného dálkového ovládání Vědeckotechnický sborník ČD, č. 10/2000, ISSN 1214-9047. HLAVA, K.: Optimalizace přenosu energie v elektrické trakci, závěrečná zpráva VÚŽ úkolu č. A-02-127-809, Praha, 1993. HLAVA, K.: Analýza poměrů na FKZ TNS ČD Modřice, Praha, zpráva č.11/ 2005. NAHVI, M., EDMINISFER, J: Electric circuits, McGraw-Hill print, USA, 2003, ISBN 0-07139309-2. ABDEL-SALAM, M.: High-voltage engineering, New York, USA, 2000, ISBN 0-8247-0402-9. GARZON, R. D.: High voltage circuits breakers, New York, USA, 2002, ISBN 0-8247-0799-0. NAIDU, M. S., KAMARAJU, V.: High Voltage Engineering (2nd Edition), McGraw-Hill, USA, 1995, ISBN 0-07-462286-2. Test Report No.TVS/2689E: Single-pole vacuum circuit-breaker 3AF9342-4 SIEMENS AG(27.5kV-1250A-25kA), April 4th 1985 till June 7th, 1985. WATANABE, E., KANEKO, S. Y.: Arc behaviour in axial magnetic field vacuum interrupters, IEEE 17th ISDEIV Berkeley, 1998 nebo www.schneider-electric.com, (citováno dne 12.7.2005) SCHUMAN, B., SLADE, B., HEBERLEIN, G. P.: IEEE Transaction on components, hybrids and manufacturing technology, Evaluation of AC axial magnetic field needed to prevent anode spots in vacuum arcs between opening contacts 1994 nebo www.schneider-electric.com, (citováno dne 12.7.2005) FRIDMAN, A. A.: Plasma physics and engineering, New York, USA, 2004, ISBN 0-84540302-6.
V Praze, červen 2006
Lektoroval: Prof. Ing. Vladimír Schejbal, CSc. Dopravní fakulta Jana Pernera Univerzita Pardubice 16
