VÝPOČET PŘECHODNÝCH DĚJŮ PŘI STARTU ZE TMY

Transkript

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.
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
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
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
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<G B
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

Transkript

Podobné dokumenty

elektrické. stroje 3.ročník

Sborník rozšířených abstraktů - Institute of Geonics of the CAS

VEÉEJNAvYHLASxe

Tvářecí stroje - Katedra výrobních systémů

Sbornik anotaci 2015

MIZ č. 07/14

synchronní generátory řady gsv

chráněná bezkontaktní kompenzace

Prohlédnout Dhammu v

oj)/? .

PRAHA – 20. 9. 2010 – MARTINICKÝ PALÁC

Přednáška - Katedra dopravního stavitelství

Stanovy ceny profesora Zdeňka Bažanta 1. Cenu prof. Z.P. Bažanta

Výsledky výstav PDF