VÝPOČET PŘECHODNÝCH DĚJŮ PŘI STARTU ZE TMY Z ELEKTRÁRNY ORLÍK

ELECTRIC POWER ENGINEERING 2007 Název příspěvku: Výpočet přechodných dějů při startu ze tmy Autoři příspěvku: K. Máslo, K. Witner, A. Kasembe, L. Kočiš, M. Švancar

VÝPOČET PŘECHODNÝCH DĚJŮ PŘI STARTU ZE TMY Z ELEKTRÁRNY ORLÍK Ing. Karel Máslo, CSc., Ing. Karel Witner, Ing. Andrew Kasembe ¾ ČEPS, a.s., Elektrárenská 774/2, 101 52 Praha ¾ Tel.: +420 267104430 ¾ E-mail: [email protected] , [email protected] ¾ Ing. Lubomír Kočiš, Ing. Martin Švancar ¾ EGÚ laboratoř velmi vysokého napětí a.s. ¾ Tel.: +420 267 193 361 ¾ E-mail: [email protected], [email protected]

Abstrakt Příspěvek popisuje přípravné výpočty před provedením zkoušky najetí vlastní spotřeby tepelné elektrárny ze samostatného zdroje schopného startu ze tmy přes vydělenou část přenosové soustavy. Výpočty zahrnují elektromagnetické přechodné děje související s ferorezonancí (prověření, jestli po zapnutí transformátorů naprázdno nedojde k přepětí), elektrické přechodné děje související s fungováním budících systémů (prověření, jestli při sestavování trasy nedojde k samonabuzení) a elektromechanických přechodných dějů souvisejících s rozběhem velkých pohonů (prověření, jestli samostatně pracující stroj zvládne velké změny odbíraného činného a jalového výkonu během najíždění velkých asynchronních motorů, které se v tzv. separátní provozu - bez podpory jiných zdrojů, projevují velkými poklesy napětí a frekvence). Výpočet elektromagnetických přechodných dějů byl proveden programem EMTP. Pro výpočet elektromechanických přechodných dějů použil síťový simulátor MODES.

1. Úvod Obnova napájení po úplném výpadku soustavy tvoří důležitou povinnost provozovatelů přenosových a distribučních soustav. Jednu z možností startu ze tmy je rozběh vlastní spotřeby JE Dukovany z generátoru PVE Dalešice, který byl popsán v [ L1 ] na předchozím ročníku konference. Od té doby došlo v provozu naší elektrizační soustavy i v propojení UCTE také k vážným systémovým poruchám (viz např. [ L2 ] a [ L3 ] ). Při těchto poruchách sice nedošlo v ES ČR k výpadkům napájení („blackout“), ale soustava se během nich nacházel v méně bezpečných stavech, které byly zvládnuty mimo jiné i dobře uplatněným opatřením podle frekvenčního plánu (přechod elektrárenských bloků do režimu ostrovního provozu). Přesto musí i nadále být provozovatel přenosové soustavy připraven na kritické scénáře obnovy napájení tak, jak to ukládají požadavky a standardy provozních příruček UCTE (viz [ L4 ] ) . V tomto příspěvku jsou popsány přípravné výpočty najetí vlastní spotřeby bloku 200 MW elektrárny Chvaletice z vodní elektrárny Orlík. Výpočty elektromechanických dějů byly provedeny síťovým simulátorem MODES a elektromagnetických přechodných dějů programem EMTP.


2. Výpočty elektrických přechodných dějů Při připojování dlouhých vedení s velkým nabíjecím výkonem (kapacitou) na synchronní stroj vzniká nebezpečí samobuzení (viz např. [ L5 ] ). V této kapitole se budeme zabývat analýzou přechodných dějů při postupném zapínání trasy při startu ze tmy z el. Orlík. Pro analýzu byly vybrány dvě trasy – „západní“ (vedení V216, V221, V223 a V225) a „východní“ (vedení V208, T401 Č.Střed, V400 a V401) - viz jednopólové schéma na Obr. 1. Všechna vedení byla ve výchozím chodu sítě vypnuta. Jeden blok EORL pracoval naprázdno na 90 % jmenovitého svorkového napětí. AM

VÝŠKOV

AM

AM

KRASÍKOV

ECH_VS

6.3 kV

V225

15.75 kV

V40

V 400

HRADEC V223

ČECHY STŘED

1

V471

TÝNEC

T 401

VÍTKOV V 208 EORL 1 21 V2

V 216

PŘEŠTICE

MILÍN

Obr. 1 Jednopólové schéma simulačního výpočtu (400 kV červeně , 220 kV zeleně) Vodní turbína pracovala v tzv. separátním režimu PI regulace otáček se standardními parametry. Byl modelován stejnosměrný budič rovněž se standardními parametry. Následující obrázky ukazují průběhy napětí budiče, generátoru a v uzlech trasy UBUD_EORL1[p.j.]

/U/_MIL2[p.j.]

/U/_VIT2[p.j.]

UGEN_EORL1[p.j.]

/U/_PRE2[p.j.]

/U/_HRA2A[p.j.]

/U/_VYS2[p.j.]

1.2

1.0

0.8

0.6

0.4

0.2

0.0 0

5

10

15

20

25

30

35

t[s]

Obr. 2 Časový průběh napětí pro sestavování západní trasy

40


UBUD_EORL1[p.j.]

/U/_MIL2[p.j.]

/U/_TYN4[p.j.]

UGEN_EORL1[p.j.]

/U/_CST4[p.j.]

/U/_KRA4[p.j.]

4

3

2

1

0 0

5

10

15

20

25

30

35

t[s]

Obr. 3 Časový průběh napětí pro sestavování východní trasy Zatímco u západní trasy je průběh stabilní u východní trasy dojde k samobuzení, což se projeví nekontrolovatelným nárůstem napětí. Z výpočtů vyplývá, že sestavení trasy až do r. Krasíkov možné nebude. Správnost dynamické simulace lze ověřit i zjednodušeným výpočtem. Podmínkou stability je, aby sumární příčná reaktance všech vedení (daná obrácenou hodnotou součtu susceptancí všech vedení) byla větší než součet synchronní reaktance generátoru a reaktance blokového trafa přepočítaná na stranu sítě xΣC>(xd+xT)/p2 .

3. Výpočty elektromechanických přechodných dějů Výpočty spočívají v kontrole toho, jestli při rozběhu jednotlivých pohonů vlastní spotřeby (VS) nedojde k vybočení napětí a frekvence z dovolených mezí. Tyto meze byly zvoleny podle následujících kritérií: 1. nesmí působit podpěťová ochrana na 6 kV vlastní spotřeby spouštěné elektrárny (1. st. U < 0.8 Un, t = 6 s, 2. st. U < 0.65 Un, t = 2 s) 2. odchylky frekvence nesmí překročit meze normálního provozu pro vodní turbíny, t.j. -1.5 až +0.5 Hz podle Frekvenčního plánu (viz [ L6 ] ). Regulace turbíny pracovala v režimu tzv. separátního provozu. To znamená, že do vydělené části sítě pracoval pouze jeden generátor v astatické regulaci otáček (na rozdíl od tzv. ostrovního provozu, kdy do vydělené části sítě pracuje paralelně více generátorů a regulace musí být proporcionální).


Pro výpočet startu ze tmy byla vybrána (jako ukázka) jedna z variant a to rozběh vlastní spotřeby elektrárny Chvaletice (ECHV), jejíž výkon je vyveden do r. 400 kV Týnec. Simulační výpočet spočíval v tom, že se jednotlivé pohony VS rozbíhaly v pořadí dle následujícího seznamu (při skutečném rozběhu jsou časové odstupy delší): Tab. 1 Seznam rozbíhaných pohonů vlastní spotřeby (upraveno podle podkladů z ECHV) čas

označení

typ

Výkon [MVA]

10

CHL

Chladička

2.53

60

EKV

Motory nn

0.2

100

KV

Kouřový ventilátor - rozběh se zavřenými lopatkami a pak otevření

4.957

150

VV_1

Vzduchový ventilátor

1.204

200

VV_2

Vzduchový ventilátor

1.204

250

VC_12

Čerpadla vodoproudých vývěv

2x0.312

300

KC1_1

Kondezátní čerpadlo prvního stupně

0.312

350

KC2_2

Kondezátní čerpadlo druhého stupně

0.94

400

NOC1

Čerpadlo najíždějícího oleje

0.2

450

EN_1

Napáječka

4.88

500

M1_1

První mlýnský okruh

0.787

530

M1_2

Druhý mlýnský okruh

0.787

570

M1_3

Třetí mlýnský okruh

0.787

Pro jednotlivé pohony byl použit dvouklecový model asynchronního motoru ELM2 s odpovídajícím modelem protimomentu (blíže o modelování asynchronních strojů viz [ L7 ] ) Najížděcí trasa z el. Orlík do r. Týnec je patrna z Obr. 1 . Pro model bloku el. Orlík byly vybrány vhodné modely z programu MODES. Pro generátor 100 MVA model PARK, pro stejnosměrný budič model typ DC_1 a pro vodní turbínu model HYDR (viz [ L10 ] ). Regulátor turbíny pracoval v režimu proporcionální regulace otáček s trvalou statikou 4 %. Následující obrázky ukazují časové průběhy skluzu generátoru a napětí v různých místech najížděcí trasy.


SG_EORL2[ mHz]

200 0 0

100

200

300

400

500

600

-200 -400 -600 -800 -1000 -1200 -1400 -1600

t[s]

Obr. 4 Průběh skluzu generátoru při rozběhu VS /U/_ECH_VS[p.j.]

/U/_CST4[p.j.]

/U/_TYN4[p.j.]

/U/_MIL2[p.j.]

UGEN_EORL2[p.j.]

1.3

1.2

1.1

1.0

0.9

0.8

0.7 0

100

200

300

400

500

600

t[s]

Obr. 5 Průběhy napětí při rozběhu VS Z průběhů je vidět, že obě kritéria jsou splněna. Největší odchylka frekvence zdaleka nedosahuje dovoleného poklesu -1.5 Hz. Pro rozběh kouřového ventilátoru a napáječky sice napětí klesá pod 80% Un, ale jen na krátkou dobu nepřesahující 750 ms, takže podpěťová ochrana nezapůsobí. Pro správnou funkci síťového simulátoru jsou nezbytné věrohodné dynamické modely jak napájecího zařízení (t.j. bloku skládajícího se z generátoru, budící soupravy a turbíny), ale i zatížení, v daném případě asynchronního pohonu (t.j. asynchronního motoru a poháněného zařízení). Proto je nutné mít modely verifikovány, nejlépe porovnáním simulačních výpočtů z experimentálním měřením nebo provozními testy. Takové porovnání je uvedeno v Příloze 1.


Simulační výpočty umožňují i porovnat dynamické chování při použití jiného typu zdroje např. plynové turbíny. Pro plynovou turbínu byl ve výpočtu použit model GAST (viz [ L9 ] ). Tento model neuvažuje s teplotní regulací a dynamikou dodávky vzduchu pro spalování (kromě malého zpoždění 1.řádu) - předpokládá se, že tyto děje jsou autonomní (nezávislé na změnách výkonu) a dostatečně rychlé (s porovnáním s uvažovanými elektromechanickými a regulačními ději během zatěžování turbíny). Byla uvažována astatická regulace. Následující obrázek ukazuje časový průběh skluzu při rozběhu VS ECHV z hypotetické plynové turbíny. SG_TG8[ mHz]

1000 500 0 0

100

200

300

400

500

600

-500 -1000 -1500 -2000 -2500

t[s]

Obr. 6 Průběh skluzu generátoru při rozběhu VS z plynové turbíny Je vidět, že odchylky frekvence jsou vyšší než u vodní turbíny i když trvají kratší dobu. Při rozběhu chladičky frekvence klesá pod 48 Hz, což už je podle Frekvenčního plánu mezní frekvence pro pásmo nepřípustného provozu plynových turbín. Důležitou roli hraje setrvačnost soustrojí. Parametrem, který zásadně ovlivňuje dynamické chování soustrojí v separátním provozu je konstanta setrvačnosti H závislá na momentu setrvačnosti (GD2) soustrojí budič – generátor – turbína. Proto je nutno zadat tuto konstantu do výpočtu co nejpřesněji.


4. Výpočty elektromagnetických přechodných dějů 4.1 Obecné principy Základní konfiguraci budované trasy tvoří generátor, blokový transformátor, vedení vvn do rozvodny, vypínač, vedení do elektrárny a připínaný transformátor viz Obr. 7. Vedení představuje kapacitu, která s indukčností generátoru, blokového transformátoru (odpovídající jeho rozptylové reaktanci) a připínaného transformátoru tvoří LC obvod. Při zapnutí transformátoru dojde k jeho přesycení a v takovém obvodu může nastat jev ferorezonance. Průvodním jevem ferorezonance je dočasné přepětí, které může způsobit tepelné přetížení svodičů přepětí a jejich zničení. Na vznik ferorezonance má vliv reaktance (indukčnost) zdrojů (zhruba vzato nepřímo úměrná jejich výkonu) a kapacita připojených vedení, úměrná jejich délce. Pro základní konfiguraci (připínání transformátoru ke vzdálenému malému zdroji) byla provedena pomocí simulací v programu EMTP podrobná analýza vlivu parametrů obvodu na vznik ferorezonančního přepětí s ničivým účinkem na svodiče přepětí.

Obr. 7 Základní konfigurace pro start ze tmy Opakovaně se prováděl simulační výpočet zapnutí transformátoru 250 MVA 400 kV k vedení proměnné délky napájeného ze zdroje s různým výkonem a tedy i indukčností. Aby byl zjištěn i vliv magnetizační křivky transformátoru, byl celý komplex výpočtů proveden pro dva modelové typy transformátorů označené jako trafo H (high - s vysoko položeným kolenem magnetizační křivky) a trafo L (low - s nízko položeným kolenem) - jejich magnetizační křivky jsou na následujícím obrázku . Tyto modely vystihují krajní případy transformátorů s malými a velkými zapínacími proudy. 2500

magnetický tok (Wb)

2000

1500

1000 Trafo H 500

Trafo L

0 0

500

1000 proud (A)

1500

2000


Výpočet byl proveden pro indukčnosti zdrojů 450, 600, 800, 1000, 1200 a 1600 mH (hodnoty jsou přepočteny na napětí 400 kV). Přibližnou korelaci indukčnosti s výkonem zdroje lze vysledovat z následující tabulky. Tab. 2 Náhradní indukčnosti zdrojů Elektrárna Dalešice Dlouhé Stráně Orlík EDU EDU

Jmen. výkon [MVA] 127 350 100 220 440

Náhradní indukčnost [mH] 1284 436 1019 463 231

Náhradní rozptylová indukčnost blokového transformátoru byla zvolena 200 mH. Jako modelové vedení bylo použito vedení 400 kV na stožárech Portál. Délka vedení byla měněna v rozsahu 4 až 280 km. Pro jiné typy vedení se budou výsledky lišit asi tak, jak se liší kapacity vedení na 1 km vedení (proti zemi a mezi fázemi). V testované trase byly připojeny tři sady svodičů přepětí, u jedné sady se měřila absorbovaná energie. Výpočet se prováděl pro různé délky vedení při zvolené indukčnosti zdroje a přitom se hledaly ty délky vedení, při kterých nastane ferorezonanční přepětí tak velké, že dojde k překročení tepelné kapacity svodičů přepětí. Jako kriterium bylo u svodičů 420 kV zvoleno překročení absorpce 1000 kJ, což je přibližně 35 až 50 % reálné tepelné kapacity omezovačů používaných v síti 400 kV. Tato rezerva je zde naprosto nutná vzhledem k velkému rozptylu výsledných absorpcí. Výpočty ukázaly, že s postupně se zvyšující délkou vedení se střídají pásma s rychlým útlumem přepětí a pásma, kdy nabíhá ferorezonanční přepětí různé velikosti a s trváním 1 až 20 s. U krátkých vedení (do 30 km) jsou rozmezí délky pro rezonanční maxima velmi úzká (1 až 2 km délky vedení) a nezpůsobují kritické oteplení svodičů, proto tato pásma nebyla brána v úvahu. V oblasti středních a vyšších délek vedení se vyskytují rezonanční pásma, která vedou k několikanásobnému překročení tepelné kapacity svodičů (3 až 12 MJ). Byla tak zjištěna tři pásma rezonance, která jsou graficky vyjádřena na obrázku 8, pásma rezonancí jsou vyznačena šedě pro trafo L a tmavě pro trafo H (jsou užší). Jak vyplývá z grafu, nemá tvar magnetizační křivky připínaného transformátoru vliv na základní rozložení rezonančních pásem. S pomocí tohoto grafu lze pro daný výkon zdroje (a jeho odpovídající indukčnost) zjistit, zda zvolená délka trasy nespadá do rezonančního pásma a nebo naopak - je bezpečně v oblasti s rychlým útlumem přepětí.


Obr. 8 Pásma rezonance s překročením tepelné kapacity svodičů přepětí - oba typy traf (tmavší pásma platí pro trafo H) 4.2 Vysvětlení 1., 2. a 3. rezonance v jednofázovém modelu Pro lepší pochopení rezonančního chování obvodu byl vytvořen jednofázový model stejného obvodu v ATP- EMTP – schéma modelu v grafickém prostředí ATP DRAW je na obrázku 9.

U

Obr. 9 Jednofázový model obvodu v ATP- EMTP Výpočet byl proveden pro indukčnost zdroje 650 mH postupně pro tři délky vedení spadající do 1., 2. a 3. rezonančního pásma v grafu na Obr. 8 . Typický průběh zapínacího proudu mezi vedením a zapínaným transformátorem je na obrázku 10a (černě) a mezi zdrojem a vedením (červeně), zoom je na obrázku 10b. Z obrázku 10 je patrné, že v případě rezonance nemá zapínací proud transformátoru trvale klesající úroveň danou útlumem, ale dojde k jeho pozdějšímu dočasnému nárůstu čerpáním energie z rezonančního obvodu.


600 [A] 400 200 0 -200 -400 -600 2.12 2.15 2.18 2.21 2.24 (file trafol-450-131-1faze-bezom.pl4; x-var t) c:ZDROJ1-UZ1

2.27 [s] c:VED1 -UT1

2.30

Obr. 10 a) Průběh zapínacího proudu mezi vedením a zapínaným transformátorem (černě) a mezi zdrojem a vedením (červeně), b) časová lupa Následující obrázky ukazují detailně rezonanční napětí ve srovnání s nerezonančním napětím 50 Hz pro tři rezonanční pásma. Obrázek 11a znázorňuje 1. rezonanci pro 450 mH a vedení o délce 63 km – tento obvod kmitá na harmonické rezonanční frekvenci fr1 = 300 Hz, obrázek 11b 2. rezonanci pro 650 mH a vedení o délce 124 km s fr2 = 200 Hz a konečně obrázek 11c 3. rezonanci pro vedení dlouhé 210 km je fr3 = 150 Hz. Tyto frekvence jsou velmi přibližně rezonanční frekvence lineárních obvodů tvořených indukčností zdroje a kapacitou vedení. Obvod je vybuzen do rezonančních kmitů na násobných frekvencích (vůči 50 Hz) nelineárním zapínacím proudem transformátoru s obsahem vyšších harmonických.

ELECTRIC POWER ENGINEERING 2007 Název příspěvku: Výpočet přechodných dějů při startu ze tmy Autoři příspěvku: K. Máslo, K. Witner, A. Kasembe, L. Kočiš, M. Švancar 9 0 0 [k V ] 5 6 0

2 2 0

-1 2 0

-4 6 0

-8 0 0 1 .4 6 8 5 1 .4 7 8 1 1 .4 8 7 7 ( f ile t r a f o l- 4 5 0 - 1 3 1 - 1 f a z e - b e z o m . p l4 ; x - v a r t )

1 .4 9 7 3 v :U T 2 v :U T 3

1 .5 0 6 9

[s ]

1 .5 1 6 5

a) 1. rezonance fr1 = 300 Hz 9 0 0 [k V ] 5 6 0

2 2 0

-1 2 0

-4 6 0

-8 0 0 2 .1 2 2 .1 4 2 .1 6 2 .1 8 ( f ile t r a f o l- 4 5 0 - 1 3 1 - 1 f a z e - b e z o m . p l4 ; x - v a r t ) v : U T 1

2 .2 0 v :U T 2

2 .2 2

[s ]

2 .2 4

b) 2. rezonance fr2 = 200 Hz 9 0 0 [k V ] 5 6 0

2 2 0

-1 2 0

-4 6 0

-8 0 0 0 .7 8 0 .8 0 0 .8 2 ( f ile t r a f o l- 4 5 0 - 1 3 1 - 1 f a z e - b e z o m . p l4 ; x - v a r t )

0 .8 4 v :U T 2 v :U T 4

c) 3. rezonance fr3 = 150 Hz Obr. 11 Rezonanční napětí

0 .8 6

[s ]

0 .8 8


4.3 Kriteria přípustnosti scénáře rozjezdu ze tmy z hlediska elektromagnetických přechodných dějů Jak již bylo uvedeno, ohroženými prvky jsou zejména svodiče přepětí, jejichž namáhání dočasným přepětím může vést k tepelnému přetížení a destrukci s možným zkratem. Mezní hodnoty pro namáhání svodičů přepětí dočasným přepětí jsou uvedeny v katalozích výrobců svodičů přepětí. Pro posuzování rezonančních přepětí při startech ze tmy byla na základě katalogových hodnot zvolena kriteria přípustnosti nezávisle na typu svodiče přepětí. Nutno upozornit, že tato kriteria (pro vrcholové hodnoty napětí) platí pouze pro rezonanční přepětí při startech ze tmy: K1 Kritérium, Nevyhovující je varianta, kdy dočasné přepětí překročí hodnotu činitele přepětí kdp > 1.6 po dobu delší než 2 s K2 Kritérium, Nevyhovující je varianta, kdy dočasné přepětí překročí hodnotu činitele přepětí kdp > 1.5 po dobu delší než 5 s K3 Kritérium, Nevyhovující je varianta, kdy dočasné přepětí překročí hodnotu činitele přepětí kdp > 1.4 po dobu delší než 20 s K4 Kritérium, Nevyhovující je varianta, kdy energie absorbovaná svodiči přepětí přesáhne hodnotu 1000 kJ pro hladinu 420kV a 500 kJ pro hladinu 220 kV. Překročení kteréhokoliv kritéria je při posuzování jednotlivých variant výpočtu považováno za nepřípustné a posuzovaná varianta není doporučena. 4.4 Ověření tras startu ze tmy z vodní elektrárny Orlík Výpočtem v modelu EMTP byly ověřeny trasy obnovy ES z elektrárny Orlík odpovídající Obr. 1. Uvažuje se doregulování napětí na jmenovité parametry v systému 220kV. A) BS-Trasa (220 kV-228km): EORL-r.Milín (MIL)– r.Přeštice (PRE2) –r. Vítkov (VÍT) – r. Hradec (HRA2) – r. Výškov (VYS2) V následujících tabulkách jsou shrnuty výsledky výpočtů pro celou trasu i její části. V druhé části každé tabulky je uvedeno, zda bylo nebo nebylo splněno to které kriterium z předchozí kapitoly. Tab. 3a Výsledek simulačního výpočtu EORL-VYS2-228km Označení varianty ZAP_T201_VYS

Maximální Doba dočasného fázové napětí (kV) přepětí (s) 313 9

Kritická doba d. přepětí(s) 1.5

energie Mag. svodiče(kJ) proud(A) 810 480

Tab.3b Hodnocení podle kritérií Kritérium ZAP_T201_VYS

K1 NE

K2 ANO

K3 ANO

K4 NE

Hodnocení nevyhovuje

Tab. 4a Výsledek simulačního výpočtu EORL-HRA2-198km Označení varianty Maximální Doba dočasného Kritická doba fázové napětí (kV) přepětí (s) d. přepětí(s) ZAP_T201_HRA 304 7 1

energie Mag. svodiče(kJ) proud(A) 635 385


Tab. 4b Hodnocení podle kritérií Kritérium ZAP_T201_HRA

K1 ANO

K2 ANO

K3 ANO

K4 NE

Hodnocení nevyhovuje

Tab. 5a Výsledek simulačního výpočtu EORL-VIT-128km Označení varianty ZAP_T201_HRA

Maximální Doba dočasného fázové napětí (kV) přepětí (s) 245 5

Kritická doba energie Mag. d. přepětí(s) svodiče(kJ) proud(A) 0 <1kJ 250

Tab. 5b Hodnocení podle kritérií Kritérium ZAP_T201_HRA

K1 ANO

K2 ANO

K3 ANO

K4 ANO

Hodnocení vyhovuje

Z tabulek je vidět, že stanovená kritéria jsou splněna jen u trasy do r. Vítkov. B) BS-Trasa (220 kV-95km + 400 kV-55km): EORL- r.Milín (MIL) – r. Čechy Střed 220 kV (CST2)– r. Čechy Střed 400 kV (CST4)– r. Týnec (TYN) U této trasy je možno zapnout transformátor 220/400kV v r. Čechy Střed bez problémů. Při zapnutí vedení 400kV naprázdno se objeví rezonanční kmitání, zobrazené na následujícím obrázku (amplituda jmenovitého fázového napětí je 326.6 kV). Tato varianta je tedy nepřípustná - nelze připojovat přes nezatížený transformátor 220/400kV vedení naprázdno delší než 20km. Variantu lze řešit plynulým najetím. 700 *10 3 525 350 175 0 -1 7 5 -3 5 0 -5 2 5 -7 0 0 8 ,9 5

9 ,0 5

( f ile o r lik_ v y p o c ty _ MIL _ CS T4 .p l4 ; x - v a r t) v :T4 0 0 A

9 ,1 5 v :T4 0 0 B

9 ,2 5

9 ,3 5

v :T4 0 0 C

Obr. 12 Přepětí při zapnutí vedení při transformaci na vyšší napětí

9 ,4 5


4. Závěr Obnova soustavy po jejím rozpadu tvoří důležitou systémovou službu, zajišťovanou provozovatelem přenosové soustavy. Provádění zkoušek tzv. najetí ze tmy (blackstart) je rizikové a organizačně náročné. Proto je vhodné, aby zkouškám předcházely výpočty přechodných dějů. Tyto výpočty mohou odhalit možné problémy, které hrozí při provádění zkoušek jako např. napěťový nebo frekvenční kolaps nebo přepěťové namáhání zařízení vvn. V příspěvku jsou ukázány příklady takových výpočtů pro případ najetí vlastní spotřeby velké tepelné elektrárny. Literatura [ L1 ] K.Máslo, K. Witner, L. Kočiš, M.Švancar: Výpočet přechodných dějů při zkoušce rozběhu vlastní spotřeby JE, 6. mezinárodní vědecká konference Electric Power Engineering 2005, Dlouhé Stráně červen 2005 [ L2 ] K. Máslo: Popis poruch v přenosové soustavě ČR, vzniklých 25. 7. 2006, Energetika č.9/2006 [ L3 ] K. Máslo: Zpráva o systémové poruše v propojení UCTE, k níž došlo 4.11.2006, Energetika č.12/2006 [ L4 ] UCTE OH Policy 5 Emergency operations, http://www.ucte.org/pdf/ohb/Policy5_v1.0_03.05.2006.pdf [ L5 ] M.L.Levinštejn: Operátorový počet v elektrotechnice, SNTL Praha 1977 [ L6 ] Kodex PS č.V: Bezpečnost provozu a kvalita na úrovni PS, http://www.ceps.cz/doc/kodex/ČástV_07_v3_fin.pdf [ L7 ] K. Máslo: Model asynchronního motoru pro dynamické výpočty, AT&P Journal (ISSN 1335-2237), 2002/2 a 3 [ L8 ] K. Máslo: Dynamické modely budících systémů určení parametrů, seminář Aktuální otázky a vybrané problémy řízení ES, Poděbrady listopad 2002 [ L9 ] J.Anděl, K.Máslo: Využití modelu plynové turbíny při návrhu elektráren a tepláren, 1.mezinárodní vědecké sympozium ELEKTROENERGETIKA 2001, St.Lesná [ L10 ] K. Máslo: Dynamické modely pro vyšetřování přechodných dějů v ES: seminář Aktuální otázky a vybrané problémy řízení ES, Poděbrady listopad 2001


Příloha 1. Verifikace modelu bloku a pohonu Použité modely vodní turbíny a regulátoru (viz Obr. 13 a Obr. 14) byly verifikovány porovnáním simulovaných a měřených průběhů při vypínací zkoušce, která byla součástí certifikačních zkoušek bloku pro poskytování podpůrné služby Ostrovní provoz. sG

Regulační orgán vhmax

RT +

Σ -

vhmin

G

1

1

TV

p

v vhB pro G
Tlaková výška

max

..

q T /G

Π

G

G min

9

PT

-

qT 1

Σ + 1

AT

Π

p Tw

Π

β

Průtok

-

+

Σ q NL

NT

1

Jednoduchý nelineární model s nepružným vodním sloupcem

Obr. 13 Model vodní turbíny Generátor

PG

14

kN

čidlo C F frekvence

k P2

bP

1+pT N

-

Σ

+

-

G max Σ

+

+ Σ

RT

G min

wZ

Zadané otáčky

1 pT I2

signál

Obr. 14 Model regulace frekvence Obr. 15 a Obr. 16 ukazují časové průběhy měření (kresleny tlustou čarou) a simulačního výpočtu. Při použití výchozích parametrů regulátoru (v obrázku označeny jako původní) byl v simulačním výpočtu přeběh otáček asi o 7 % větší než při měření. Proto byl provedeno i variantní nastavení (v obrázku označeno jako upravené), kdy proporcionální zesílení kP2 bylo zdvojnásobeno a integrační časová konstanta TI2 zmenšena na polovičku. Po této úpravě parametrů regulátoru se simulovaný průběh otáček více přiblížil měřenému. Při výpočtech rozběhu VS byly ponechány původní parametry, takže výsledky jsou spíše pesimistické a při skutečném rozběhu VS se dají očekávat menší odchylky otáček.


130

n [%] Původní parametry regulátoru

Upravené parametry regulátoru

120

110

Meření

100 155

165

175

185

195

t [s]205

Obr. 15 Časový průběh otáček soustrojí n - měření (tlustá čára) a výpočet (tence) [MW,%] 90 80

YRK

P Původní parametry regulátoru

70 60

Upravené parametry regulátoru 50 40 30

Meření

20 10 0 155

RRKz 165

RRKs 175

185

195

Obr. 16 Časové průběh výkonu P a otevření rozvodného kola YRK (Z zadaná hodnota, S skutečná hodnota)

t [s] 205

VÝPOČET PŘECHODNÝCH DĚJŮ PŘI STARTU ZE TMY Z ELEKTRÁRNY ORLÍK

Recommend Documents