9.2 Кз на выводах генератора (точка )

Продолжительность КЗ 1 с.

Число генераторов, создающих ток КЗ, базисные мощность и ток и начальные значения сверхпереходной и переходной ЭДС такие же, как и при КЗ в точке .

Схема замещения СЭЭС имеет вид, показанный на рис. 2,а. Сопротивления участка от шин до точки , выраженные в относительных единицах ( ), переводятся в базисные единицы умножением на и становятся равными: .

Сопротивления ЭД в относительных единицах двигателя, ( , ; ) переводятся в базисные единицы умножением на коэффициент . При этом получаем: ; ; .

Для сверхпереходного режима схема замещения преобразуется к лучевому виду (рис. 2,б). Сопротивления лучей эквивалентного генератора ( и ) и эквивалентного двигателя ( и ) определяются формулами (27) и (28).

Определим сопротивления и , мнимые и действительные части которых входят в эти формулы. Для этого подставим в формулы (29) и (30) выражения (31) и получим:

(66)

(67)

Сопротивления лучей преобразованной схемы замещения для сверхпереходного режима (рис. 2,б) находятся по формулам (27) и (28):

,

,

,

.

Расчетные сопротивления лучей ЭГ и ЭД

, (68)

. (69)

Начальное значение сверхпереходного тока от ЭГ рассчитывается по формуле (46):

.

Начальное значение переходного тока от ЭД в базисных единицах

. (70)

Сопротивления луча ЭГ для переходного и установившегося режимов (рис. 2,в) находятся по формулам (32):

,

,

.

Расчетные сопротивления луча ЭГ для переходного и установившегося режимов:

, (71)

. (72)

Начальное значение переходного тока ЭГ и установившийся ток КЗ рассчитываются по формулам (46) и (47):

,

.

Постоянные времени ЭГ

(73)

с, (74)

с. (75)

Индуктивное сопротивление луча ЭД в установившемся режиме

. (76)

Постоянная времени затухания переходного процесса ЭД

с. (77)

Постоянная времени затухания апериодической составляющей тока ЭД

с. (78)

Периодическая составляющая тока КЗ от ЭД определяется по формуле (48)

. (79)

Результаты расчета по формулам (48) и (79) приведены в табл. 6, в которой даны также значения теплового импульса, найденные показанным в разделе 9.1 способом.

Таблица 6

Действующие значения периодической составляющей тока КЗ

и значения теплового импульса от нее

t, c	Ток генераторов		Ток эквивалентного ЭД		Суммарный ток в точке КЗ , кА		с
	,	, кА	, о.е.	, кА
0 0,01 0,03 0,05 0,10 0,20 0,40 0,70 1,00	7,55 6,15 5,30 5,07 4,77 4,32 3,75 3,35 3,19	23,0 18,7 16,2 15,4 14,5 13,2 11,4 10,2 9,7	4,24 2,39 0,76 0,24 – – – – –	12,9 7,3 2,3 0,7 – – – – –	35,9 26,0 18,5 16,1 14,5 13,2 11,4 10,2 9,7	– 9,8 10,2 6,0 11,7 19,2 30,4 35,1 29,7	– 9,8 20,0 26,0 37,7 59,6 87,3 122,4 152,1

Ударный ток в точке КЗ от ЭГ находится по формуле (55):

кА.

Ударный ток в точке КЗ от ЭД

(80)

Суммарное значение ударного тока в точке КЗ рассчитывается по формуле (57):

кА. (81)

Начальное значение апериодической составляющей тока КЗ от ЭД

. (82)

Апериодические составляющие токов КЗ от ЭГ и ЭД рассчитываются по формулам (61) и (62). Результаты расчета и значения теплового импульса от суммарной апериодической составляющей тока КЗ приведены в табл. 7.

Таблица 7

Апериодическая составляющая тока КЗ и значения

теплового импульса от нее

t, c	Ток генераторов		Ток эквивалентного ЭД		Суммарный ток в точке КЗ , кА		с
	,	, кА	, о.е.	, кА
0 0,01 0,03 0,05 0,10	10,7 6,0 1,9 0,6 0,03	32,5 18,4 5,9 1,9 0,1	6,0 2,5 0,4 0,07 –	18,3 7,5 1,3 0,2 –	50,8 25,9 7,2 2,1 0,1	– 16,3 7,2 0,6 0,1	– 16,3 23,5 24,1 24,2

Тепловой импульс тока в точке КЗ за время от начала КЗ до момента его отключения находится по формуле (64):

.

Коэффициент мощности короткозамкнутой цепи при отключении КЗ

. (83)

9.3 КЗ в кабеле двигателя (точка )

Продолжительность КЗ с.

Расчетное число генераторов, создающих ток КЗ в точке ,

.

Значения базисной мощности, базисного тока и тока предварительной нагрузки ЭГ при найдены по формулам (34) – (35):

кВА; кА; .

Начальные значения сверхпереходной и переходной ЭДС рассчитаны по формулам (37) и (38): ; .

Сопротивления участка от шин до точки , выраженные в относительных единицах, ( , ) переводятся в базисные единицы умножением на и становятся равными: ; .

Сопротивления ЭД, выраженные в относительных единицах двигателя, ( ; ; ) переводятся в базисные единицы умножением на коэффициент . При этом получаем: ; ; .

Сопротивления лучей преобразованной схемы замещения СЭЭС, показанной на рис.2,б, найдены по формулам (27), (28), (66) – (69):

; ; ; ;

; ; ; ;

; .

Начальные значения сверхпереходного тока от ЭГ и переходного тока от ЭД рассчитаны по формулам ( 46 ) и ( 70 ):

Сопротивления луча ЭГ для переходного и установившегося режимов (рис.2,в) определены по формулам (32), (71) и (72) :

Индуктивное сопротивление луча ЭД в установившемся режиме рассчитано по формуле (76) :

Начальное значеие переходного тока ЭГ и установившегося тока КЗ найдены по формулам (47) и (48) : .

Постоянные времени ЭГ и ЭД определены по формулам (73) – (78) :

Значения ударного тока в точке КЗ от ЭГ и ЭД рассчитаны по формулам (53), (55) и (80) :

Суммарное значение ударного тока в точке КЗ

При отключении тока КЗ автоматическим выключателем без выдержки времени тепловой импульс тока КЗ не рассчитывается.

Коэффициент мощности всей короткозамкнутой цепи находится по полному расчетному сопротивлению этой цепи , для получения которого необходимо параллельные ветви источников заменить одним эквивалентным. Для схемы замещения сверхпереходного режима (рис.2,а) это сопротивление находится по формуле :

(84)

Отсюда

На основании активной и реактивной составляющих сопротивление рассчитывается коэффициент мощности :

(85)

10. ПРОВЕРКА ЭЛЕКТРООБОРУДОВАНИЯ ПО ПРЕДЕЛЬНЫМ ТОКАМ КЗ

10.1. Общие сведения

Все электрооборудование СЭЭС должно выдерживать динамические и термические воздействия токов КЗ, возможных в месте установки элементов СЭЭС. Коммутационные аппараты, предназначенные для коммутирования токов КЗ, должны, кроме того, иметь соответствующую коммутационную способность.

Электродинамическая стойкость аппаратов и токопроводов определяется допустимой максимальной амплитудой тока КЗ 

Проверка на электродинамическую стойкость производится по условию

(86)

где  расчетное значение ударного тока КЗ.

Термическая стойкость определяется максимальной допустимой температурой , установленной нормами для кратковременного нагрева. Температура, до которой нагревается проводник током КЗ, не должна превосходить , т.е термическая стойкость определяется по условию :

. (87)

Мгновенная мощность, которая превращается в проводнике с током i в тепло равна произведению активного сопротивления этого проводника на i². При кратковременном нагреве, когда можно пренебречь теплоотдачей в окружающую среду, вся тепловая энергия идет на повышение температуры проводника. Поэтому превышение температуры проводника по отношению к её начальному значению за время действия тока КЗ может быть охарактеризовано тепловым импульсом

. (88)

Термическая стойкость аппаратов определяется по условию

, (89)

где  тепловой импульс, под действием которого при кратковременном нагреве температура проводников или контактов аппарата изменяется от допустимой температуры в длительном режиме до .

Нагрев проводника зависит от его сопротивления, которое обратно пропорционально сечению проводника. При некотором сечении проводника тепловой импульс вызывает изменение температуры проводника от до . При том же значении проводники с большим сечением нагреваются до меньшей температуры. Поэтому условие термической стойкости токопроводов сечением принимает вид

(90)

где  коэффициент, зависящий от материала токопровода и допустимых температур и .

Коммутационная способность аппарата характеризуется наибольшей включающей и наибольшей отключающей способностью. Первая из них определяется максимальным мгновенным значением ожидаемого тока КЗ цепи, которую способен включить этот аппарат при данном напряжении.

Отключающая способность определяется действующим значением периодической составляющей ожидаемого тока КЗ в момент, соответствующий появлению дуги между контактами проверяемого аппарата при данном напряжении и предельных значениях коэффициента мощности ( ) коммутируемой цепи. Ожидаемый ток  это ток, который протекал бы в цепи, если бы в ней не было проверяемого аппарата.

10.2. Проверка автоматических выключателей

Автоматические выключатели (АВ) на электродинамическую стойкость не проверяются, так как они обладают этой способностью во всем диапазоне токов вплоть до токов предельной коммутационной способности.

На термическую стойкость проверяется только селективные АВ, отключающие ток КЗ с выдержкой времени. АВ без выдержки времени в зоне токов КЗ термически стойки во всем диапазоне токов вплоть до токов предельной коммутационной способности в течении времени их срабатывания.

Проверка АВ на включающую способность производится по условию

(91)

а на отключающую способность по условию

, (92)

где  рассчитанное действующее значение периодической составляющей ожидаемого тока КЗ в момент расхождения дугогасительных контактов выключателя.

Для селективных АВ этот момент соответствует выдержке времени . Для неселективных АВ соответствует моменту начала КЗ, т.е. при . У неселективных токоограничивающих АВ не регламентируется, так как у них начинается расхождение дугогасительных контактов прежде, чем ожидаемый ток КЗ достигнет ударного значения .

АВ генератора ВА 74-43 имеет следующие значения величин, характеризующих его термическую стойкость и коммутационную способность : .

При КЗ в точке получаем следующие значения :

Условия (89), (91) и (92) выполняются. Следовательно, выключатель ВА 74 – 43 проходит по режиму КЗ.

АВ фидера двигателя А 3734 БР имеет допустимое амплитудное значение тока включения При КЗ в точке КЗ найдено значение суммарного ударного тока . Условие (91) выполняется. Выключатель А3734 БР проходит по режиму КЗ.

10.3. Проверка токопроводов

Для обеспечения электродинамической стойкости шин проектант выдает разработчику ГРЩ значения ударного тока КЗ. В рассматриваемом случае для шин генератора этот ток соответствует КЗ в точке и равен 73,7 кА. Кабели на электродинамическую стойкость не проверяются.

Проверка шин и кабелей на термическую стойкость при КЗ, отключаемых селективными АВ производится по условию (90).

Для медных неизолированных шин, у которых и , коэффициент , входящий в выражение (90) равен . При КЗ в точке тепловой импульс . Минимальное сечение шин для такого значения

.

Шины генератора имеют сечение

Условие (64) выполняется. Шины генератора проходят проверку по режиму КЗ.

Для кабелей с медными жилами с резиновой изоляцией и оболочкой, у которых и , коэффициент равен . При КЗ в точке тепловой импульс . Минимальное сечение жил кабеля для такого значения

.

Общее сечение проводника для одной фазы шести параллельно включенных кабелей КНР (395) равно 695=570 мм². Условие (64) выполняется. Кабели генератора проходят проверку по режиму КЗ.

В приложении 7 приведены минимальные сечения кабелей, допустимые по нагреву при КЗ за токоограничивающим АВ с напряжением 380 В при частоте 50 Гц, в зависимости от ожидаемого ударного тока. Там же даны максимальные мгновенные значения пропускаемого тока , которые в сравнении с ударным током показывают эффективность токоограничивающих свойств АВ.

При КЗ в точке ожидаемый ударный ток равен 63,3 кА. Из данных приложения 7 видно, что при использовании выключателя А 3734 БР обеспечивается термическая стойкость кабелей с сечением жилы более 35 мм² при ударном токе не более 125 кА. Следовательно, кабель выключателя КНР (3185) проходит проверку по режиму КЗ.

11. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ О РАСЧЕТЕ ОТКЛОНЕНИЙ НАПРЯЖЕНИЯ В СЭЭС ПРИ ИЗМЕНЕНИИ НАГРУЗКИ СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ

При изменениях нагрузки судовой электростанции возникают отклонения (провалы и всплески) напряжения, которые оказывают вредное влияние на работу потребителей электроэнергии. При больших провалах напряжения работающие двигатели могут остановиться или отключиться, а включаемый двигатель может не запустится, так как при пониженном напряжении его пусковой момент может быть меньше момента сопротивления нагрузки.

Во избежании таких последствий Правила Регистра РФ регламентируют кратковременное отклонение действующего значения напряжения на шинах ГРЩ от номинального значения этого напряжения в пределах от (- 15) до (+20)%, а также время восстановления напряжения в пределах 3% номинального напряжения. Это время не должно превышать 1,5 с. Снижение напряжения на клеммах двигателя в момент пуска не должно превышать 25% номинального напряжения двигателя.

При проектировании СЭЭС выполняют расчеты изменения напряжения в следующих режимах :

включение статической нагрузки;

питания импульсной нагрузки;

пуск короткозамкнутого асинхронного двигателя как прямым включением, так и с помощью пусковых резисторов или реактора, а также переключением обмоток статора со звезды на треугольник и с помощью разгонного двигателя;

переключение группы вращающихся асинхронных двигателей с одного генераторного агрегата на другой;

отключение одного из генераторных агрегатов;

грубая и точная синхронизация.

Эти расчеты производятся такими же разновидностями методов, что и расчет токов КЗ: с помощью расчетных кривых, аналитическим и с применением ЦВМ по дифференциальным уравнениям.

Расчетные кривые представляют собой зависимости “провала” напряжения от проводимости включаемой нагрузки при трех значениях коэффициента мощности для различных синхронных генераторов.

В курсовом проекте выполняется расчет отклонения напряжения при прямом пуске асинхронного двигателя от одного генератора аналитическим методом, который, в основном, совпадает с методом отраслевого стандарта. Этот метод обладает большей точностью по сравнению с методом расчетных кривых и позволяет учитывать влияние предварительной нагрузки генератора.

В отличие от отраслевого стандарта приведенный в пособии метод учитывает сопротивление кабеля, соединяющего запускаемый двигатель с ГРЩ, и дает возможность определения напряжения на зажимах двигателя и времени переходного процесса восстановления напряжения на шинах ГРЩ. Аналитический метод является упрощенным. В нем используются следующие допущения. Во  первых, не учитывается изменение частоты генератора, так как переходный процесс изменения напряжения протекает так быстро, что частота генератора практически не успеет измениться к моменту восстановления напряжения. Во  вторых, сопротивление двигателя считается неизменным и равным пусковому, так как напряжение генератора успеет восстановится до того, как двигатель разгонится до критического скольжения. В  третьих, не учитывается апериодическая составляющая пускового тока, так как она быстро затухает, а падение напряжения от этой составляющей много меньше, чем от периодической составляющей тока. В  четвертых, кроме сопротивлений генератора и запускаемого двигателя в расчет вводится сопротивление только одного кабеля, который соединяет этот двигатель с ГРЩ.

Наконец, в расчете не учитываются как пренебрежимо малое падение напряжения в активном сопротивлении фазы статора генератора, так и влияние насыщения магнитной цепи генератора на индуктивные сопротивления его статора.

При расчете на ЦВМ некоторые из этих допущений снимаются. В результате такого расчета определяются не только электромагнитные процессы в генераторе и двигателе, но и механические переходные процессы: разгон двигателя и изменение частоты генераторного агрегата.

В курсовом проекте рассматривается пуск двигателя от ненагруженного генератора. Пренебрежение предварительной нагрузкой оправдано тем, что при этом получается несколько большее значение провала напряжения, так как начальные значения переходной и сверхпереходной ЭДС ненагруженного генератора меньше, чем у имеющего предварительную нагрузку. Пример расчета для этого случая приведен в разделах 12.1 и 12.2.

Пример расчета отклонений напряжения при пуске двигателя от генератора, имеющего предварительную нагрузку, показан в разделе 12.3. Методику расчета, использованную в этом разделе, рекомендуется применять в дипломных проектах и в конструкторской работе. Такой расчет следует выполнить и в курсовом проекте при условии, что максимальный “провал” напряжения без учета предварительной нагрузки превосходит допустимое значение, но не более чем на 0,5%. В этом случае ток предварительной нагрузки генератора рекомендуется принять равным половине номинального при номинальном коэффициенте мощности нагрузки.

Приведенная в пособии методика позволяет рассчитать изменение напряжения при пуске двигателя не только от одного генератора, но и от нескольких параллельно включенных генераторов. В этом случае эти генераторы заменяются одним эквивалентнным, для которого находится базисное сопротивление, как показано в разделе 6. Сопротивления двигателя и включаемой нагрузки выражаются в относительных единицах путем деления абсолютных значений этих сопротивлений на базисное. Если все n параллельно включенных генераторов одинаковы, то базисное сопротивление в n раз меньше номинального сопротивления одного генератора, а сопротивления эквивалентного генератора в относительных единицах и его постоянные времени такие же, как у одного генератора при его одиночной работе.

12. РАСЧЕТ ИЗМЕНЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ ПРЯМОМ ПУСКЕ АСИНХРОННОГО КОРОТКОЗАМКНУТОГО ДВИГАТЕЛЯ

12.1. Расчет параметров включаемой нагрузки

Исходные данные включаемого двигателя, необходимые для расчета:

номинальная мощность

номинальный ток

номинальное напряжение

кратность пускового тока

пусковой коэффициент мощности

Двигатель подключен кабелем КНР 3185 длиной .

Данные генератора МС 99 – 8/8 приведены в разделе 3.

Определим сопротивления цепи двигателя.

Пусковое сопротивление двигателя и его активная и реактивная составляющие

(93)

(94)

(95)

Активное и реактивное сопротивления кабеля двигателя:

(96)

(97)

где и  сопротивления одного метра кабеля, мОм.

Активное, реактивное и полное сопротивления включаемой нагрузки

(98)

(99)

. (100)

Сопротивления двигателя и включаемой нагрузки в о.е. находятся делением найденных значений и на номинальное сопротивление генератора :

Далее расчет выполняется в относительных единицах.

Активная и реактивная составляющие проводимости включаемой нагрузки

; (101)

. (102)

12.2. Пуск АД от ненагруженного генератора

Рассчитываются составляющие напряжения генератора по осям d и q с учетом демпферных обмоток в первый момент после подключения двигателя

(103)

. (104)

Находится провал напряжения генератора с учетом демпферных обмоток в первый момент после подключения двигателя

, (105)

(106)

Определяются составляющие напряжения генератора без учета демпферных обмоток в первый момент после подключения двигателя

(107)

(108)

Рассчитывается провал напряжения генератора без учета демпферных обмоток в первый момент подключения двигателя

(109)

(110)

Находится максимальный провал напряжения генератора при пуске асинхронного двигателя

(111)

Определяется провал напряжения на клеммах двигателя в процентах от номинального напряжения двигателя

(112)

(113)

Рассчитывается переходная постоянная времени генератора при пуске двигателя

(114)

Находится время восстановления напряжения на шинах ГРЩ

(115)

где расчетное напряжение генератора при отсутствии отбора тока от системы ПАФК, напряжение генератора, восстановленное с точностью 3% номинального напряжения.

Проверим выполнение норм Правил Регистра РФ:

(116)

(117)

(118)

Условия (117) и (118) выполняются, а условие (116) не выполняется. Прямой пуск от одного генератора недопустим. Необходимо ограничить пусковые токи двигателя одним из извесных способов. можно также разрешать прямой пуск этого двигателя, если производить его пуск от нескольких параллельно работающих генераторов.

Проверим возможность прямого пуска от двух генераторов МС 99 –8/8.

Так как базисное сопротивление эквивалентного генератора в два раза меньше номинального сопротивления одного генератора, то выраженные в относительных единицах сопротивления двигателя и включаемой нагрузки и его активная и реактивная составляющие увеличиваются в два раза, а полная проводимость включаемой нагрузки и ее активная и реактивная составляющие уменьшаются в два раза по сравнению с найденными выше значениями. Получим следующие значения этих величин: ; ; ; ; ; .

В результате расчета по формулам (103) – (115) находятся составляющие напряжения генератора и “провал” напряжения генератора с учетом и без учета демпферных обмоток:

; ; ; % ; ;

; ; %, а также максимальный “провал” напряжения на выводах генератора и двигателя, постоянная времени генератора и время восстановления напряжения на шинах ГРЩ: % ; ; % ; с и с.

Видно, что при пуске двигателя от двух генераторов максимальный “провал” напряжения на шинах ГРЩ снижается почти в два раза по сравнению с пуском двигателя от одного генератора. Уменьшается и время восстановления напряжения, хотя постоянная времени генератора несколько возрастает.

Все нормы правил Регистра РФ выполняются. Прямой пуск двигателя от двух генераторов допустим.

12.3. Пуск АД от предварительно нагруженного генератора

Находится полная мощность и усредненный коэффициент мощности предварительной нагрузки, получающей питание в рассматриваемом режиме от секции ГРЩ генератора.

Примем и .

Определяются полная проводимость предварительной нагрузки , ее активная и реактивная составляющие и напряжения генератора и в исходном статическом режиме

; (119)

; (120)

; (121)

; (122)

. (123)

Находятся составляющие тока статора и и ток возбуждения генератора в предварительном статическом режиме

, (124)

, (125)

. (126)

Ток возбуждения выражен в долях от ненасыщенного значения тока возбуждения холостого хода , соответствующего номинальному напряжению генератора при номинальной частоте.

Рассчитываются суммарные активная и реактивная составляющие проводимости суммарной нагрузки генератора (для параллельной схемы замещения нагрузки), а также активная и реактивная составляющие полного сопротивления суммарной нагрузки генератора (для последовательной схемы замещения нагрузки)

; (127)

; (128)

; (129)

. (130)

Определяются составляющие напряжения генератора с учетом демпферных обмоток в первый момент после подключения двигателя

; (131)

. (132)

Находится “провал” напряжения генератора с учетом демпферных обмоток в первый момент подключения двигателя по формулам (105) и (106)

,

%

Определяются составляющие напряжения генератора с учетом демпферных обмоток в первый момент после подключения двигателя

; (133)

(134)

Рассчитывается “провал” напряжения генератора без учета демпферных обмоток в первый момент подключения двигателя по формулам (109) и (110)

%

Находится максимальный “провал” напряжения генератора при пуске асинхронного двигателя по формуле (111)

%

Определяется “провал” напряжения на клеммах двигателя в процентах от номинального напряжения двигателя по формулам (112) и (113)

;

%.

Рассчитывается переходная постоянная времени генератора при пуске двигателя

с. (135)

Находится время восстановления напряжения на шинах ГРЩ по формуле (115)

с.

Проверим выполнение норм Правил Регистра РФ

% ; (136)

% ; (137)

с. (138)

Все условия выполняются. Прямой пуск от одного предварительно нагруженного генератора допустим.

На основании сравнения результатов расчетов, выполненных в разделах 12.2 и 12.3 можно сделать следующие выводы:

предварительная нагрузка генератора оказывает незначительное (менее 1 %) влияние на максимальные значения “провала” напряжения на клеммах и генератора, и двигателя, что использовано в методе расчетных кривых, в котором параметры предварительной нагрузки не используются;

предварительная нагрузка приводит к уменьшению как “провала” напряжения, так и времени его восстановления.

Последний вывод оправдывает приведенную в разделе 11 рекомендацию не учитывать предварительную нагрузку, так как результаты расчета “провала” напряжения и времени его восстановления находятся с некоторым запасом.

ПРИЛОЖЕНИЕ 1

Допустимые продолжительные нагрузки на электрические трехфазные кабели с резиновой изоляцией. Сопротивления одной фазы, диаметр и масса кабелей.

В таблице даны нагрузки при открытой однорядной прокладке кабеля, которые соответствуют длительно допустимой температуре токоведущей жилы кабеля 65^С и температуре окружающей среды 40^С. Активное сопротивление приведено при двух значениях температуры жилы : 20^С и 65^С. Фазные индуктивные сопротивления кабеля даны при частоте 50 Гц для кабелей марок КНР и КНРЭ, не имеющих оплетки из стальных проволок. Диаметр и масса кабелей относятся только к кабелям марки КНР.

Сечение жил кабеля, мм2	Допустимый ток кабеля, А	Индуктивное сопротивление фазы кабеля, мОм/м	Активное сопротивление жилы кабеля, мОм/м		Диаметр кабеля, мм	Масса кабеля, кг/км
			при 20С	при 65С
1	11	0,118	18,4	21,6	11,1	185
1,5	16	0,110	12,3	14,4	11,8	216
2,5	21	0,108	7,36	8,65	13,5	300
4	27	0,101	4,60	5,40	15,8	415
6	35	0,095	3,07	3,60	16,9	505
10	47	0,092	1,84	2,16	20,9	774
16	60	0,087	1,15	1,35	23,1	1034
25	79	0,085	0,736	0,865	26,8	1472
35	97	0,082	0,526	0,617	29,4	1867
50	120	0,078	0,368	0,432	33,8	2542
70	135	0,076	0,263	0,309	37,2	3278
95	170	0,075	0,194	0,227	42,0	4296
120	200	0,074	0,153	0,180	45,4	5215
150	235	0,73	0,123	0,144	51,7	6630
185	275	0,073	0,0995	0,117	56,3	8034
240	325	0,073	0,0765	0,090	63,5	10312

ПРИЛОЖЕНИЕ 2

Допустимые продолжительные нагрузки на медные шины.

Сопротивление одной фазы трехфазной системы шин.

В таблице даны токовые нагрузки для окрашенных медных шин с размерами до 6010 мм, поставленных на ребро, при длительно допустимой температуре шины 95^С и температуре окружающей среды 45^С. Эти же нагрузки допускаются и при расположении шин в вертикальном направлении. Если шины расположены плашмя в горизонтальном направлении, то токовые нагрузки, приведенные в таблице, должны быть уменьшены на 5% для шин с шириной до 60 мм. Активные сопротивления соответствуют длительно допустимой температуре при 95^С. Фазные индуктивные сопротивления трехфазной системы шин рассчитаны для частоты 50 Гц при расположении трех шин в одной плоскости плашмя. Расстояния между осевыми линиями шин приняты равными 80 мм для шин с допустимой токовой нагрузкой до 800 А. Для остальных шин это расстояние равно 100 мм.

Приведенные в таблице значения фазных индуктивных сопротивлений можно использовать и при расположении трех шин в одной плоскости на ребро, так как в таком случае это сопротивление увеличивается не более. чем на 0,002 мОм/м.

Ширина и толщина шины, мм	Допустимый ток шины, А	Индуктивное сопротивление, мОм/м	Активное сопротивление, мОм/м
153	214	0,202	0,492
154	255	0,199	0,370
203	283	0,187	0,370
204	332	0,184	0,277
253	348	0,174	0,296
254	408	0,172	0,222
255	460	0,170	0,178
304	485	0,162	0,184
305	545	0,160	0,148
404	635	0,145	0,138
405	713	0,144	0,110
406	788	0,143	0,092
504	780	0,132	0,110
505	877	0,145	0,088
506	959	0,144	0,070
508	1125	0,142	0,056
606	1084	0,134	0,061
608	1273	0,132	0,046
6010	1425	0,130	0,037

ПРИЛОЖЕНИЕ 3

Технические данные трехполюсных автоматических выключателей

серии ВА 74 переменного тока на напряжение 400 В, частоты 50 Гц

Тип выключателя	Номинальный ток, А	Номинальный ток расцепителя, А	Амплитудное значение тока включения, кА	Действующее значение тока отключения, кА	Термичесая стойкость, кА2с	Фазное сопротивление, мОм
						реактивное	активное
ВА 74 - 40	800	130 190 260 375 500 625 800	30 50 55 63 70 110 110	20 45 45 45 45 45 45	51 100 170 340 580 1300 1300	1,01 0,67 0,41 0,22 0,15 0,106 0,106	0,58 0,38 0,24 0,12 0,083 0,045 0,045
ВА 74 – 43	1600	1250 1600	110 110	45 45	3000 3000	0,050 0,050	0,020 0,020

Действующее значение тока отключения соответствует коэффициенту мощности отключаемой цепи не менее 0,1.

Выключатели серии ВА 74 снабжены селективной приставкой, обеспечивающей уставку на время срабатывания в зоне короткого замыкания: 0,18; 0,33; 0,63 или 1,0 с.

Уставка по току срабатывания в зоне короткого замыкания настраивается в пределах от 2 до 8 номинальных токов расцепителя.

Уставка по току срабатывания в зоне перегрузки составляет 1,21 номинального тока расцепителя.

Уставка по времени срабатывания при этом токе  10 – 30 с.

ПРИЛОЖЕНИЕ 4

Технические данные токоограничивающих трехфазных автоматических выключателей серии А3700Р с полупроводниковыми и электромагнитными расцепителями на напряжение 380 В при частоте 50 Гц

Тип выключателя	Номинальный ток, А	Номинальный ток полупроводникового расцепителя, А	Уставка по току срабатывания электромагнитного расцепителя, А	Амплитудное значение тока включения, кА
А 3714БР	40 80 160	20, 25, 32, 40 40, 50, 63, 80 80, 100, 125, 160	1600	18 36 75
А 3724БР	250	160, 200, 250	2500	75
А 3734БР	250 400	160, 200, 250 250, 320, 400	4000 4000	125 125
А 3744БР	400 630	250, 320, 400 400, 500, 630	6300 6300	100 100

Действующее значение тока отключения не регламентируется.

Амплитудное значение тока включения соответствует коэффициенту мощности коммутируемой цепи не менее 0,1.

Уставки по току срабатывания полупроводникового расцепителя в зоне короткого замыкания находятся в пределах от 2 до 10 номинальных токов расцепителя.

Время срабатывания в зоне короткого замыкания  0,04 с.

Уставка по току срабатывания полупроводникового расцепителя в зоне перегрузки составляет 1,25 номинального тока расцепителя.

Регулируемые значения уставок полупроводникового расцепителя по времени срабатывания в зоне перегрузки: 4; 8; 16 с.

Выключатели серии А3700Р относятся к токоограничивающим, так как при больших токах через выключатель его электромагнитный расцепитель обеспечивает время, соответствующее началу расхождения контактов выключателя, менее 0,01 с. При этом максимальное мгновенное значение пропускаемого тока меньше ударного тока короткого замыкания, который имел бы место при отсутствии в цепи выключателя.

ПРИЛОЖЕНИЕ 5

Средние значения параметров эквивалентных асинхронных двигателей с учетом сопротивления линий до ГРЩ при частоте 50Гц

Наименование параметра	Обозначение	Значение
1. Активное сопротивление обмотки статора, о.е. 2. Индуктивное сопротивление обмотки статора, о.е. 3. Приведенное индуктивное сопротивление ротора при номинальном скольжении, о.е. 4. Переходное индуктивное сопротивление обмотки статора, о.е. 5. Коэффициент магнитной связи обмоток статора и ротора 6. Постоянная времени обмотки ротора, с 7. переходная постоянная времени обмотки ротора, с		0,040 2,61 2,62 0,186 0,929 0,232 0,0165

Сопротивления даны в относительных единицах двигателя.

ПРИЛОЖЕНИЕ 6

Периодическая и апериодическая составляющие и ударный ток эквивалентного асинхронного двигателя при КЗ на шинах ГРЩ

Время t, с	0	0,01	0,03	0,04	0,05
Действующее значение периодической составляющей тока КЗ , о.е.	5,3	2,9	0,9	0,5	0,3
Апериодическая составляющая тока КЗ , о.е.	7,5	3,8	1,0	0,5	0,3

Ударный ток

Все значения токов даны в относительных единицах эквивалентного двигателя.

ПРИЛОЖЕНИЕ 7

Допустимый по нагреву кабелей ожидаемый ударный ток КЗ при защите кабелей токоограничивающими автоматическими выключателями.

Тип выключателя	Сечение жилы кабеля, мм2	Ожидаемый ударный ток , кА	Максимальное значение пропускаемого тока , кА
А3710	2,5 4 6 10 16	2,5 5 10 40 100	2,5 5 8 21 32
А3720	4 6 10 16 25	4 8 16 35 100	4 8 14 25 43
А3730	10 16 25 35	9 18 40 125	9 18 35 60
А3740	10 16 25 35 50	9 20 45 100 125	9 20 37 55 60

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1.ОСТ 5.6181 – 81.Судовые электроэнергетические системы. Методы расчета переходных процессов.

2.Правила классификации и постройки морских судов. Регистр России. – Л.: Транспорт, 1995.

3.Лейкин В.С., Михайлов В.А. Автоматизированные электроэнергетические системы промысловых судов. – М.: Агропромиздат, 1987. –327 с.

4.Справочник судового электротехника: В трех т. /Под общей редакцией Г.И. Китаенко – 2-е изд., испр. и доп./

Т.1. Судовые электроэнергетические системы и устройства. – Л.: Судостроение, 1980. – 528 с.

Т.2. Судовое электрооборудование. – Л.: Судостроение, 1980. – 776 с.

5.Кувшинов Г.Е. Учебное пособие по курсовому проекту по дисциплине “Судовые электроэнергетические системы”. Часть 1. Расчет автоматических регуляторов возбуждение судовых синхронных генераторов. – Владивосток: ДВГТУ, 2000. – 60 с.

КУВШИНОВ

Геннадий Евграфович

СУДОВАЯ АВТОМАТИЗИРОВАННАЯ ЭЛЕКТРОСТАНЦИЯ