Dimensionering av matning för nyskänkugn hos SSAB i Oxelösund

Dimensionering av matning för ny skänkugn hos SSAB i Oxelösund

Daniel Eriksson

EXAMENSARBETE Elektroingenjör, elkraft

Institutionen för ingenjörsvetenskap

Denna rapport skrivits som examensarbete för utbildningen Elektroingenjör med inriktning mot elkraft vid Högskolan Väst i Trollhättan. Författaren vill tacka handledare Lars Wennberg och högspänningselektrikerna Lars Pettersson och Jan Gustafsson på SSAB Oxelösund för goda råd och anläggningsinformation. Slutligen vill författaren tacka handledaren Evert Agneholm från Högskolan Väst för goda råd.

Samtliga figurer och tabeller i rapporten är framställda av författaren. Utskrift görs med fördel i färg.

Trollhättan, februari 2020

Daniel Eriksson

Dimensionering av matning för ny skänkugn hos SSAB i Oxelösund

Sammanfattning

SSAB i Oxelösund ska bygga en ljusbågsugn för konvertering av verksamheten från huvudsakligen malmbaserad produktion till skrotbaserad produktion. I samband med byggandet av ljusbågsugnen kommer en ny 130 kV linje byggas och från denna linje kommer ett nytt 30 kV nät byggas för att mata ljusbågsugnen och två stycken skänkugnar.

En av dessa skänkugnar är idag (2019) i drift med 10 kV men ska konverteras till 30 kV medan den andra är en ny elektriskt sett identisk ugn. Anslutningen av dessa tre ugnar till det avskilda 30 kV nätet är till för att begränsa spridning av övertoner och flimmer till övriga laster. Ugnarna ska sedan anslutas till ett gemensamt elektriskt filter, för 30 kV nätet. Ljusbågsugnen och skänkugnarna ska vara i drift första kvartalet 2024, på grund av att det är några år in i framtiden är kortslutningsimpedanser osäkra. För att uppfylla termisk- och korttidsströmsdimensionering för kabeln mellan huvudställverk (OT40) och skänkugnsställverk (SU2) fodras enledarkabel med 300 mm

aluminiumledare och PEX-isolering. Denna dimensionering förutsätter att förläggning sker i triangelformation, temperaturen är högst 35

C och kabeln förläggs på sådant sätt att den inte påverkas av andra kablar. Maximal kortslutningsström som kabeln klarar av under den maximala bortkopplingstiden är 32,5 kA. Kortslutnings- och spänningsfallsberäkningar är utförda i programmet GNU Octave. Högsta och lägsta kortslutningström i respektive ställverk är beräknad. Överströmsskydden ställs in så att selektiv bortkoppling erhålls, med maximal bortkopplingstid 0,9 sekunder. En blockeringslogik används för att försäkra anläggningen mot oselektiv utlösning. Logiken innebär, enligt SSAB:s praxis, att skyddet närmast felstället ska blockera överordnat skydds kortslutningsströmsteg ( I). Jordfelsskydd dimensioneras efter en nollpunktsresistor om 10 A. Jordfelsskydden är riktade och friges av nollpunktsspänningsskydd för att säkerställa att okynnesutlösning av jordfelsskydden inte uppstår i samband med omkopplingar eller fel i nätet. Frigivningen fungerar upp till en maximal snedavstämning om cirka 21 A.

Datum: 2020-02-18

Författare: Daniel Eriksson Examinator: Lena Max

Handledare: Evert Agneholm (Högskolan Väst), Lars Wennberg (SSAB AB) Program: Elektroingenjör, elkraft, 180 hp

Huvudområde: Elektroteknik Kurspoäng: 15 högskolepoäng

Utgivare: Högskolan Väst, Institutionen för ingenjörsvetenskap 461 86 Trollhättan Tel: 0520-22 30 00, E-post: [email protected], Web: www.hv.se

Designing Power Supply for new Ladle Furnace at SSAB in Oxelösund

Summary

SSAB in Oxelösund will build an electric arc furnace to transform business from a mainly ore-based production, with blast furnaces, to a scrap based production. Together with the construction of the electric arc furnace, a new 130 kV overhead line and a 30 kV substation will be built. The 30 kV substation will feed one electric arc furnace and two ladle furnaces. One of these ladle furnaces is currently (2019) being fed with 10 kV, but is going to be converted to 30 kV, while the other one is a new electrically identical furnace. The connection of these three furnaces to the 30 kV grid is done in order to limit the distribution of harmonic distortions and flicker to the other loads. The furnaces on the 30 kV grid will be connected to a common electrical filter. The electric arc furnace and the ladle furnaces will be operational and produce steel in the first quarter of 2024. Since the installation will be performed some years ahead the short circuit impedance is not known. The cable between the main substation (OT40) and the ladle furnace substation (SU2) was being selected according to thermals and short time currents which determined the cable to consist of a single core cable with 300 mm

aluminium conductor isolated by XLPE-isolation. This is provided that the cable is mounted in a triangle formation along a path with temperatures at maximum 35

C and is placed in such a way that the cable is not influenced thermally by other cables. Short circuit and voltage drop calculations are made in the program GNU Octave. The highest three phase and the lowest two phase short circuit current is calculated in every substation. The overcurrent protection is set to a maximum disconnection time of 0.9 seconds. A blocking logic is being used to further ensure a selectivity in the facility. The logic means, according to SSAB praxis, that the protection closest to the fault blocks the upstream short circuit protection ( I). The earth fault protection is designed around using a neutral grounding resistor of 10 A. The earth fault protection is directional and is being released by the neutral displacement protection to asure no unwanted tripping of the earth fault protection by change-over switching or faults in the grid. The release of the protection works with detuning up to about 21 A.

Date: 18 februari 2020

Author(s): Daniel Eriksson

Examiner: Lena Max

Advisor(s): Evert Agneholm (University West), Lars Wennberg (SSAB AB) Programme name: Electrical Engineering, Electric Power Technology, 180 HE credits Main field of study: Electrical Engineering

Course credits: 15 HE credits

Publisher: University West, Department of Engineering Science, S-461 86 Trollhättan, SWEDEN Phone: +46 520-22 30 00, E-mail: [email protected], Web: www.hv.se

Innehåll

Förord i

Sammanfattning ii

Summary iii

Nomenklatur vii

1 Inledning 1

1.1 Bakgrund. . . 1

1.2 Syfte . . . 1

1.3 Mål. . . 2

1.4 Avgränsningar. . . 2

1.5 Metod. . . 2

2 Kablar 3 2.1 Impedans i kablar. . . 3

2.2 Jordning . . . 4

2.3 Dimensionering. . . 4

2.3.1 Termisk dimensionering beroende på kontinuerlig last. . . 4

2.3.2 Termisk dimensionering beroende på korttidsströmmar. . . 5

2.3.3 Stötströmstålighet. . . 6

3 Skydd 7 3.1 Selektivitet. . . 7

3.2 Överström. . . 8

3.2.1 Kortslutningsberäkningar . . . 8

3.2.2 Kortslutnings- och överlastskydd. . . 9

3.2.3 Differentialskydd. . . 10

3.3 Transformatorskydd. . . 11

3.4 Jordfel . . . 12

3.4.1 Jordfelsberäkningar . . . 12

3.4.2 Mätmetoder. . . 14

3.4.3 Skyddsutformning. . . 16

4 Dimensionering 19 4.1 Anläggningen. . . 19

4.2 Termisk dimensionering. . . 20

4.3 Kortslutning- och spänningsfallsberäkningar. . . 22

4.4 Överströmsskydd . . . 23

4.4.1 Selektivitet för fel på sekundärsidan av ugnstransformator. . . 24

4.4.2 Selektivitet för fel innan SU2. . . 25

4.5 Jordfelsskydd. . . 26

5 Diskussion 29 5.1 Överström. . . 29

5.2 Jordfel . . . 32

6 Slutsats 33 Referenser 34 Bilagor 1 A Skript för beräkningar. . . 1

B Skript för termisk kabeldimensionering . . . 1

Figurer 2.1 Avstånd mellan faser ryoch radien för en fasledare ri . . . 4

3.1 Princip för selektivitet . . . 7

3.2 Skyddet närmast felstället blockerar överliggande skydd.. . . 8

3.3 Typer av kortslutningar. . . 8

3.4 Differentialskydd för två ändamål . . . 11

3.5 Två typer av jordfel.. . . 12

3.6 Uppdelning av osymmetriskt system i symmetriska komponenter.. . . 13

3.7 Beräkningsschema jordfel. . . 13

3.8 Beräkningsschema för ett högimpedansjordat system, allmänt respektive avstämt 14 3.9 Metoder för mätning av nollföljdsspänning.. . . 15

3.10 Metoder för mätning av nollföljdsström . . . 16

3.11 Jordfelströmmens vägar. . . 17

3.12 Karaktäristiker för riktade jordfelsskydd.. . . 18

4.1 Översiktligt enlinjeschema.. . . 19

4.2 Orienteringsschema för kortslutningsberäkningar.. . . 22

4.3 Översikt för placering av skydd.. . . 24

4.4 Fel på sekundärsidan av ugnstransformatorn SU2S.. . . 25

4.5 Selektivplan vid fel i SU2.. . . 25

4.6 Fel på primärsidan av ugnstransformatorn SU2.. . . 25

4.7 Selektivplan vid fel i SU2.. . . 26

4.8 Beräkningschema jordfel . . . 27

4.9 Utbildningsgraden U0/Uf beroende på avstämning vid I0R=10 A och Rf=3000 Ω. 28 5.1 Maximala kortslutningsströmmens vid olika nätkortslutningsimpedanser. . . 29

5.2 Maximala kortslutningsströmmens vid olika uk-värden för 130/30 kV transformator 30 5.3 Minimala kortslutningsströmmens vid olika nätkortslutningsimpedanser . . . 30 5.4 Minimala kortslutningsströmmens vid olika uk-värden för 130/30 kV transformator 31

5.5 Minimala kortslutningsströmmens vid olika uk-värden för ugnstransformatorn. . . 31

Tabeller

2.1 Konstanter vid resistansberäkningar. . . 3 2.2 Brandtätnings inverkan på belastningsförmåga. . . 5

3.1 Spänningskorrektionsfaktor . . . 9

4.1 Strömvärde för enledarkabel med aluminiumledare förlagd i triangelformation i luft 20 4.2 Resultat av kortslutningsberäkningar. . . 23 4.3 Reläskyddsinställningar för överströmsskydd. . . 24 4.4 Jordfelsskyddinställningar. . . 27

Nomenklatur

Vokabulär

Charge Körning av sats(skänk) av råvaror i stål- eller järnugn

Högspänning Spänningar högre än 1000 V växelspänning eller 1500 V likspänning

Lågspänning Max 1000 V växelspänning eller 1500 V likspänning

NIS Nollpunktsströmsskydd

NUS Nollpunktsspänningsskydd

Skänk Transportbehållare för flytande stål

Skänkugn Ugn som är del av skänkmetallurgisk behandling för temperaturinställning och legering av flytande stål

Starkströmsanläggning Anläggning med sådan ström, spänning eller frekvens som kan vara farliga för person eller egendom

Utbildningsgrad Förhållandet U

/U

används vid nollpunktsspänningsskydd Symboler

α [

C

] Temperaturkoefficient

∆U [V] Spänningsskillnad

ε [F·m

] Dielektrisk konstant

ϕ [

] Fasvinkel

ϕ

[

] Korrektionsvinkel för vinkelfel i mättransformator ρ [Ω·mm

/m] Resistivitet

θ [

C] Temperatur i Celsius

A [mm

] Area

c

Spännningskorrektionsfaktor vid högsta kortslutningström c

Spännningskorrektionsfaktor vid lägsta kortslutningsström

C

[F] Driftkapacitans

d [m] Innerdiameter

D [m] Ytterdiameter

f [Hz] Frekvens

i

[A] Ström hänförd till primärsidan av transformator

i

[A] Differentialström

i

[A] Momentana stötström

> I [A] Låg-steg för överströmsskydd

 I [A] Hög-steg för överströmsskydd

I

[A] Nollföljdsström

I

[A] Kapacitiv nollföljdsström I

[A] Induktiv nollföljdsström I

[A] Resistiv nollföljdsström

I

[A] Plusföljdsström

I

[A] Minusföljdsström

I

[A] Kapacitiv ström

I

[A] Adiabatisk korttidsström

I

[A] Strömmen i jord

I

[A] Högsta trefasiga kortslutningsström I

[A] Lägsta tvåfasiga kortslutningsström

I

[A] Uppmätt ström

I

[A] Nominell ström

I

[A] Startström för steg i skydd

I

[A] Största tillåtna korttidsström med hänsyn till värmeavgivning

k Konstant

l [m] Längd

L [H] Induktans

r

[m] Inre radie

r

[m] Yttre radie

R

[Ω] Resistans vid θ

C

R

[Ω] Resistans i felstället R

[Ω] Resistansen till sann jord

R

[Ω] Nollpunktsutrustningens resistans

R

[

K/(Wm)] Värmeresistans mellan kulvert insidan och markytan S

[VA] Nominell skenbar effekt

t [s] Tid

t

[s] Bortkopplingstid (kortslutningstid) u

[pu] Relativ kortslutningsimpedans

U

[V] Nollföljdsspänning

U

[V] Plusföljdsspänning

U

[V] Minusföljdsspännning

U

[V] Beröringsspänning

U

[V] Uppmätt spänning

U

[V] Nominell spänning

w Spänningsomsättning (≥1)

X

[Ω] Kapacitiv reaktans

X

[Ω] Induktiv reaktans

X

[Ω] Nollpunktsutrustningens reaktans

Z

[Ω] Impedans hänförd till primärsida av transformator Z

[Ω] Impedans hänförd till sekundärsida av transformator

Z

[Ω] Nollföljdsimpedans

Z

[Ω] Plusföljdsimpedans

Z

[Ω] Minusföljdsimpedans

Z

[Ω] Impedans i felstället

Z

[Ω] Impedans på primärsida av transformator

Z

[Ω] Impedans på sekundärsida av transformator

Z

[Ω] Kortslutningsimpedans per fas

1 Inledning

1.1 Bakgrund

Enligt Elsäkerhetsverkets föreskrifter ska en anläggning kunna ge betryggande säkerhet vid ett fel i anläggningen eller vid förutsebar felbetjäning. En anläggning ska vara utförd enligt god elsäkerhetsteknisk praxis för skydd mot elskada på person eller egendom. Föreskrifterna ställer krav på anläggningsskydd och dimensionering för att uppfylla säkerhetskraven. [1]

Lönsamheten för en processindustri, så som stålindustrin, bestäms av en flora av faktorer, lejonparten beror på driftsäkerheten. För hög driftsäkerhet skall komponenterna vara tillförlitliga och anläggningen ska ha god underhållsmässighet, det vill säga att underhåll har en låg kostnad vid förebyggande så väl som vid akut underhåll. En industriell process kan delas upp i två kategorier, kontinuerliga och diskontinuerliga processer. Produktionen i den kontinuerliga processen sker näst intill årets alla timmar och kravet på driftsäkerhet är i dessa anläggningar mycket höga. Denna typ av processer kan återfinnas i pappers-, cellulosa-, järn- och stålindustrin. En diskontinuerlig process har nödvändigtvis inte lika höga krav på driftsäkerhet, på grund av att det förekommer buffertsteg. I stålverk sker vanligen produktionen i diskontinuerliga processer satsvis med skänkar, där viss lagring sker. Diskontinuerliga processer förekommer även bland annat inom verkstadsindustrin.

Driftsäkerhet kostar alltid pengar, men kan i många fall återfås i form av produktivitet och produktkvalitet. Driftsäkerhet mellan olika leverantörers produkter bör enligt ABB handbok industri [2] avgöras av långvarig erfarenhet. Dessutom rekommenderas ett samarbete mellan leverantör och industri. Det förordas att i de flesta fall ha en överenskommelse med leverantören om reservdelshållning. [2]

På SSAB Special Steels i Oxelösund, vidare kallat SSAB Oxelösund, produceras höghållfasta stålsorter som Hardox, Strenx, Toolox och Armox. Stålet används som konstruktionsstål i fordon och maskiner, stilstål, skyddsstål för byggnader och fordon samt vertygsstål. SSAB Oxelösund ska övergå från en malmbaserad stålproduktion, som använder masugnar, till en skrotbaserad stålproduktion. Det senare alternativet använder sig av ljusbågsugn för smältning av stål, vilket fodrar en ny 130 kV linje. [3]

Byggandet av en ny 130 kV linje möjliggör förbättring av elkvaliteten på SSAB:s befintliga interna nät, genom att samla laster som avger hög andel övertoner och flimmer på ett eget nät.

Ljusbågsugnar och skänkugnar utgör laster som producerar mycket övertoner samt flimmer och önskas därför anslutas till ett eget avskiljt nät.

1.2 Syfte

Rapporten skrevs som en del av en beskrivande studie som ämnar sig skönja djupare förståelse för hur kabeldimensionering och reläskyddsinställningar bestäms. Syftet med rapporten är att framställa kabeldimensionering för kabel mellan ett ställverk och dess underställverk.

Reläskyddsinställningar ska bestämmas för två skydd som befinner sig i ändpunkterna

för den kabel som ska dimensioneras. Resultatet skall baseras på föreskrifter, standarder,

branschpraxis, samt SSAB:s interna standarder och praxis.

1.3 Mål

Målet är att förse uppgifter om en ny matning från överliggande ställverk OT40 till underliggande ställverk SU2 i form av en rapport. Båda ställverken är ännu ej byggda (2019). Uppgifterna ska vara i form av reläskyddsinställningar och kabeldimensionering.

Reläskyddsinställningarna ska vara utförda så att selektivitet mellan skydden råder och att redundans vid fel på reläskydd råder.

1.4 Avgränsningar

Följande avgränsningar har gjorts:

• Nollpunktsreaktorn och nätet antas vara avstämda.

• Jordtagsresistansen är tillräckligt låg för att inte skapa för hög beröringsspänning.

• Systemjordningen som utförs, enligt SSAB:s praxis, är ett kompenserat resistansjordat system.

• Konstanttidskaraktäristik används för jordfelsskyddet, utan undersökning av inverttidskaraktäristik.

1.5 Metod

Först beräknades lämplig driftström, genom uppgifter om ugnstransformator (TSU2).

Valet av kabelsträckning, mellan överliggande ställverk OT40 och underliggande skänkugnsställverk (SU2), överlades med högspänningselektriker med lokal kännedom.

Utefter kabelsträckningen identifierades förläggningssätt, temperatur, samförläggning, etcetera. Därefter konsulterades tillämpbar standard för termisk dimensionering av kablar.

Kortslutningsberäkningar utfördes i samtliga ställverk med hjälp av beräkningsprogrammet

GNU Octave. Kortslutningsberäkningarna användes som underlag för att bestämma

lämpliga inställningar för överströmsskydd med hjälp av praxis, standarder, handböcker

och uppgifter från tillverkare. Inställningar baserades även på praxis, information från

kabeltillverkare och föreskrifter.

2 Kablar

Enligt Elsäkerhetsverkets föreskrifter ställs krav på att en elanläggning ska vara säker för människor, husdjur och egendom både i händelse av fel eller normal drift. Anläggningen ska ge tillfredsställande skydd mot höga temperaturer, ljusbågar, strålning och direkt eller indirekt beröring av spänningsförande delar. Det ställer bland annat krav på termisk dimensionering, mekanisk dimensionering och jordning av kablar. [1]

2.1 Impedans i kablar

Kapacitansen C mellan ledare beror på kabelns dielektricitetskonstant ε, ledarlängden l, ledardiameter d, skärmens diameter D och konstanten k. Om kabeln har en gemensam skärm kan ekvation 2.1 användas.

C = l · k · ε

ln

(2.1)

Dielektricitetskonstanten beror på materialval av isoleringen. Läckströmmen I

beror på fasspänningen U

och frekvensen f .

I

= U

· 2πf · C

(2.2)

Kapacitansens inverkan vid beräkning av förluster, spänningsfall med mera behöver inte beaktas annat än för på högre spänningar. [4]

Resistansen i en ledare är beroende på ledarmaterial (resistiviteten ρ) och tvärsnittsarean A.

För att beräkna resistansen per meter vid temperaturen 20

C används ekvation 2.3.

R

= ρ

A (2.3)

För att omvandla resistansen från 20

C till önskad temperatur θ används formeln nedan, där α

är temperaturkoefficienten vid 20

C. Se tabell 2.1 för konstanter som används vid beräkning av resistans. [4]

R

= R

(1 + α

(θ − 20)) (2.4)

Tabell 2.1 Konstanter vid resistansberäkningar

Uppgift Koppar Aluminium

Resistiviteten [Ωmm

/m] ρ

vid 20

C 17,241 28,264 Temperaturkoefficient α

vid 20

C 0,00393 0,00403

Induktansen för tre faser i triangelformation, beror på radien på ledarna r

och avståndet mellan ledarna r

. Avstånden r

och r

kan ses i figur 2.1. [4]

L = 0,05 + 0,2 · ln r

r

(2.5)

r

2 · r

Figur 2.1 Avstånd mellan faser r

och radien för en fasledare r

2.2 Jordning

Kablar kan endera anslutas till jord i ena eller båda ändarna av kabeln. Om kabelns skärm ansluts till jord i båda ändarna kommer en ström kunna induceras som cirkulerar i skärmen.

Den cikulerande strömmen bidrar med förluster och reducerar kabelns belastningsförmåga.

Om skärmen istället ansluts till jord i ena änden kommer en längsspänning uppstå och begränsar generellt längden på kabeln. [4]

2.3 Dimensionering

Kabeldimensionering skall ske på basis av följande tre punkter. [5]

1. Kablar skall dimensioneras så de under normala driftförhållanden inte antar skadliga temperaturer.

2. Kablar ska vara dimensionerade så att de inte skadas termiskt som en följd av kortslutning.

3. Kablar skall dimensioneras så att de inte skadas av de mekaniska påkänningarna som uppstår vid kortslutning.

2.3.1 Termisk dimensionering beroende på kontinuerlig last

Första villkoret uppnås genom att temperaturen begränsas till den av tillverkaren angivna högsta tillåtna drifttemperatur. I standarden SS 424 14 16 [6] kan strömvärde avläsas från tabeller beroende på högsta drifttemperatur, förläggningssätt, ledarmaterial och tvärsnittsarea. Enligt kabeltillverkarna Nkt Cables [4] och Nexans [7] kan standarden SS 424 14 16 [6] användas för kablar med konstruktionsspänningarna 12, 24 och 36 kV, trots att SS 424 14 16 [6]

bilaga C är given för 12-24 kV. Val av apparater och maskiner, exempelvis effektbrytare och

motorer, får inte leda till att matande kabel utsätts för en för hög temperatur. Högsta tillåtna

drifttemperatur kan medvetet minskas i syfte att sänka manteltemperaturen. Om en kabel har

kontinuerlig last finns risk för markuttorkning, som leder till försämrad termisk resistivitet och

ökad värme. Manteltemperaturen bör i sådant fall begränsas till 50

C, vilket uppnås genom

att begränsa ledartemperaturen till 65

C. Strömvärdet kan multipliceras med en eller flera

korrektionsfaktorer för att beräkna kabelns verkliga belastningsförmåga. Korrektionsfaktorer

används vid annan omgivningstemperatur, kabelanhopning, annat förläggningsdjup eller

annan markresistivitet än normen i standarden. Där kabel passerar genom vägg med brandtätning bör den försämrade värmeavledningsförmågan tas i beaktning, se tabell 2.2.

Tabell 2.2 Brandtätnings inverkan på belastningsförmåga Tätning Tjocklek [mm] Reduktion [%]

Lättbetong ≤200 0

Mineralull ≤100 5-10

Mineralull ≤200 15-20

Porfri gummi ≤60 5

Om kablar förläggs i kulvertar finns risk för höga omgivningstemperaturer, som måste beräknas eller mätas. Enligt ekvationen 2.6

θ = 20 + R

+ X

R · I

(2.6)

kan den maximala omgivningstemperaturen θ beräknas från summan av alla förluster per meter kulvert P R · I

och värmeresistansen R

mellan kulvertens insida och markytan. Värmeresistansen R

finns uppritad som ett diagram beroende på kulvertens förläggningsdjup, bredd och höjd. [8]

2.3.2 Termisk dimensionering beroende på korttidsströmmar

Det andra villkoret fordrar användning av lämpligt kortslutningsskydd som skyddar kabeln mot strömvärmepulsen I

t vid händelse av kortslutning eller jordfel. För att undvika skada ska sluttemperaturen inte överskridas vid fel. Enligt SS 424 14 07 [9] är sluttemperaturen för PEX-isolerad kabel 1-420 kV 250

C. Vid korttidsströmmar kan värmeavgivningen endera approximeras eller försummas. Att i beräkningar försumma värmeavgivningen kallas att beräkna adiabatiskt. Den icke-adiabatiskt räknade maximala strömmen kabeln klarar I

beror på faktorn ε och den adiabatiskt beräknade strömmen I

. Faktorn ε finns tabulerad och varierar beroende på ledarmaterial, kortslutningstid, tvärsnittsarea och isolationsmaterial. [9]

I

= ε · I

(2.7)

Den adiabatiska strömmen I

finns i tabellform benämnd I

som är korttidsströmtåligheten under 1 sekund och av vilken godtycklig (max 5 sekunder) I

kan beräknas under tiden t

, enligt ekvation 2.8.

I

= I

√ t

(2.8)

Korttidsströmtåligheten under 1 sekund I

beror på begynnelsetemperaturen, ledarmaterial,

tvärsnittsarea och isoleringsmaterial.

2.3.3 Stötströmstålighet

Det tredje villkoret uppfylls om kabeln mekaniskt klarar av den maximala momentana stötströmmen. Stötströmmen i

kan uppskattas vid närhet av generator enligt ekvation 2.9a och i övriga fall enligt ekvation 2.9b. [10]

i

≈ 3 · I

(2.9a)

i

≈ 2,5 · I

(2.9b)

3 Skydd

En elanläggning får inte bli farlig vid ett fel i anläggningen eller vid rimlig felbetjäning.

Starkströmsanläggningar ska vara utförda enligt god elsäkerhetsteknisk praxis genom att uppfylla Elsäkerhetsverkets föreskrifter och kompletterande standarder. Det ska inte förekomma några risker för person- eller egendomsskada till följd av höga temperaturer, ljusbågar eller mekaniska påkänningar orsakade av ström vid normal drift eller av överström. [1]

I högspänningsanläggningar ska utsatta och främmande delar som kan anta en potential, som kan orsaka person- eller sakskada, anslutas till jord. Apparater och kablar skall vara försedda med jordad metallisk mellandel om de placeras utanför driftrum, alternativt placeras så att skydd mot oavsiktlig beröring uppfylls. En- eller flerpoliga jordslutningar ska som regel kopplas ifrån snabbt och automatiskt. I ett icke direktjordat system med spänning under 25 kV som inte innehåller luftledning tillåts signalering vid jordfel. I icke direktjordade nät över 25 kV ska förhöjda markpotentialer vid jordfel utjämnas till max 240 V vid 2 sekunders bortkopplingstid och max 120 V vid 5 sekunders bortkopplingstid. Markpotentialen eller beröringsspänningen U

kan beräknas från strömmen i jord I

och resistansen till jord från felstället R

, enligt ekvation 3.1. [1]

U

= I

· R

(3.1)

3.1 Selektivitet

En selektiv anläggning frånkopplar endast den felbehäftade delen av anläggningen och inte de överliggande anläggningsdelarna. I figur 3.1 visas en krets med två brytare A och B, och om selektivitet mellan skydden råder kommer endast brytare B att lösa ut vid det markerade felet.

A B

Figur 3.1 Princip för selektivitet

Selektivitet kan uppnås genom fyra stycken principiella metoder. [11]

• Funktionsselektivitet innebär att skyddens funktionsvärden, exempelvis ström, spänning eller impedans, anpassas.

• Tidsselektivitet grundar sig på att skydden funktionstider anpassas

• Riktningsselektivitet betyder att skyddet är medvetet om i vilken riktning felet befinner sig sett från skyddet.

• Absolut selektivitet innebär att skyddet endast reagerar på fel på det egna skyddsobjektet,

genom exempelvis differentialskydd.

Blockering kan användas för att stärka selektivitet mellan skydd. Blockering kan endera blockera funktionen, tidräknare eller utgången från skyddet. Blockering av funktion innebär att ett av stegen i skyddet är blockerat. Blockeringsprincipen visas i figur 3.2. [12]

> I > I

Figur 3.2 Skyddet närmast felstället blockerar överliggande skydd.

Blockeringsbara samlingsskeneskydd är selektiva mot utgående ledningsskydd, genom att start av ledningsskydd blockerar samlingsskeneskyddets momentana steg. Om samlingskeneskyddet är försett med två steg kan samlingskeneskyddets fördröjda steget agera reservskydd för ledningsskydd. [13]

3.2 Överström

Det finns två stycken huvudtyper av kortslutningar, trefasiga och tvåfasiga kortslutningar.

Den trefasiga kortslutningsströmmen kan användas för att beräkna den tvåfasiga med hjälp av faktorn √

3/2. Principskiss för tre- och tvåfasiga kortslutningar finns i figur 3.3. [13]

L1 L2 L3

I

(a) Trefasig

L1 L2 L3

I

(b) Tvåfasig

Figur 3.3 Typer av kortslutningar

3.2.1 Kortslutningsberäkningar

En anläggning måste dimensioneras för att klara den högsta kortslutningsströmmen för att uppfylla Elsäkerhetsverkets föreskrifter. För att beräkna kortslutningsströmmen kan impedansmetoden användas. Den maximala trefasiga kortslutningsströmmen I

beror på spänningskorrektionsfaktorn c

, den nominella spänningen U

och den minimala kortslutningsimpedansen Z

. För spänningskorrektionsfaktorn c

, se tabell 3.1. Den minimala kortslutningsimpedansen fås vid maximal kortslutningseffekt S

i överliggande nätet, kablar antas ha temperaturen 20

C och matande transformatorer har minimalt u

-värde utifrån lindningskopplarläge. Ekvationen syns nedan.

I

= c

· U

√ 3 · Z

= c

· U

√ 3 · pR

+ X

(3.2)

Vid dimensionering av kortslutningsskydd är minsta kortslutningsström intressant för val av inställning av momentanskydd. Lägsta kortslutningsström beräknas med spänningskorrektionsfaktor C

, resistansen i kablar beräknas vid kortslutningstemperatur och matande nät är i det mest ogynnsamma kopplingsläget vid tvåfasig kortslutning. För spänningskorrektionsfaktorn c

, se tabell 3.1. Minst gynnsamma kopplingsläge betyder det kopplingsläge där kortslutningsimpedansen är som högst eller lägst kortslutningseffekt.

I

=

√ 3

2 · c

· U

√ 3 · Z

=

√ 3

2 · c

· U

√ 3 · pR

+ X

(3.3)

Tabell 3.1 Spänningskorrektionsfaktor

Nominell spänning Spänningskorrektionsfaktor

U

[kV] C

C

0,1≤1 1,10 (1,05) 0,95

1<550 1,10 1,00

Det är möjligt att hänföra storheter från primär- till sekundärsidan av en transformator, omvänt är även möjligt. Antag att Z

är kortslutningsimpedansen på sekundärsidan, w spänningsomsättningen och Z

impedansen hänfört till primärsidan. Genom ekvation 3.4 kan sekundärsidans impedans hänföras över till primärsidan.

Z

= Z

· w

(3.4)

Kortslutningsimpedansen i en transformator kan beräknas med den relativa kortslutningsimpedansen u

, enligt ekvation 3.5.

Z

= u

· U

S

(3.5)

Om nätleverantör anger kortslutningseffekten S

kan den användas för att beräkna kortslutningsimpedansen Z

.

Z

= U

S

(3.6)

3.2.2 Kortslutnings- och överlastskydd

Överströmsskydd används för att detektera kortslutningsfel och/eller överlast och

bryta matningen. Överströmsskydd konstrueras vanligen med två steg ett momentant

kortslutningsströmsteg och ett tidsfördröjt överlaststeg. Det tidsfördröjda steget kan vara

konstanttidsfördröjt eller inverttidsfördröjt. Enligt IEC-standard finns det tre stycken

karakteristiker av inverttidskaraktäristik; normal inverse (ekvation 3.7a), very inverse (ekvation 3.7b) och extremely inverse (ekvation 3.7c).

t = k · 0,14 (

S

)

− 1 (3.7a)

t = k · 13,5

I

IS

− 1 (3.7b)

t = k · 80 (

S

)

− 1 (3.7c)

Startströmmen I

för skyddet är beroende av faktorn k och tiden t i sekunder. Valet mellan inverttid och konstanttid är beroende på praxis och tillämpning på respektive anläggning. Normal inverse och konstanttid används i nät med varierande kortslutningseffekt.

Very inverse och extremely inverse används mest i industrinät med relativt konstant kortslutningseffekt och för koordinering med säkringar. [11]

Alla skydd i nät bör bestå av antingen konstanttidstyp eller inverttidstyp för att underlätta beräkning av skyddens inställningar. Om inverttidsskydd används fodras längre tidsfördröjning mellan skydden, jämfört med vid användning av konstanttidskydd, för att åstadkomma selektiv utlösning. Anledningen är att tidsintervallen inte är konstant vid varierande kortslutningseffekt. Vid användning av konstanttidsskydd bör tidsintervallet vara minst 0,3 s. Mellan inverttidsreläer fodras minst 0,4 s vid maximal kortslutningsström mellan olika skydd. [13]

Det högsta strömsteget i skyddet ska ha en sådan känslighet att den lägsta tvåfasiga kortslutningsströmmen längst ut i den skyddade kabeln ger tillförlitlig momentan utlösning.

Beräknad lägsta trefasiga kortslutningsström multipliceras med faktorn √

3/2 för att ge lägsta tvåfasiga kortslutningsström. Inställningen av högsta strömsteget bör därav inte vara högre än ungefär 70 % av lägsta trefasiga kortslutningsström, vid minst 10 kV driftspänning.

Skydden ska förses med reservskydd endera genom att överliggande skydd agerar reserv för underliggande skydd eller med redundant reläskydd i samma station. Överliggande skydd ska av ovanstående anledning detektera och bryta vid lägsta tvåfasiga kortslutningsström som förekommer vid underliggande brytare. [13]

För att kunna erhålla momentan tidsinställning vid flera reläskydd i serie fodras vanligen blockeringsbara skydd. Undantaget är om kortslutningseffekterna i de seriematade ställverken är stort sinsemellan, vilket sällan förekommer. [13]

3.2.3 Differentialskydd

Differentialskydd arbetar enligt Kirchhoffs strömlag, vilken dikterar att summan av strömmar

som matas in i en krets är noll. En strömtransformator är placerad i vardera ände om

skyddsobjektet, som kan vara en transformator, ledning eller kabel, enligt figur 3.4.

i

i

(a) Transformatorskydd

i

i

(b) Linjeskydd

Figur 3.4 Differentialskydd för två ändamål

Antag en ledning, likt figur 3.4, vars ström i matande ände är i

och strömmen i lastens ände är i

. Om inkommande och uttagen ström är lika (i

= i

) är ledningen inte felbehäftad. Om i

= i

− i

6= 0 finns ett jordfel på ledningen, förutsatt att differentialströmmen i

är tillräckligt stor för att inte reagera på normala läckströmmar eller skillnader i strömtransformatorerna. För användning som ledningsskydd används fiberoptik eller digital kommunikation. [11]

Differentialskydd används som ett absolut selektivt skydd på större krafttransformatorer som skyddar mot kortslutning. Strömmen på sekundärsidan multipliceras med en statisk omsättning (1/w) för att hänföra strömmen till primärsidan. Den hänförda strömmen i

jämförs med den faktiska primära strömmen i

. För transformatorer med lindningskopplare kommer differentialskyddet mäta en differentialström i

vars storlek beror på lindningskopplarens läge. Eftersom strömtransformatorer har ett visst omsättningsfel kommer fel utanför differentialskyddets skyddsområde leda till hög differentialström. För att undvika att ställa in för höga funktionsvärden stabiliseras skyddet vid höga genomgående strömmar. Stabilisering innebär att skyddet görs okänsligt för särskilda övertoner. Under inkoppling av en krafttransformator fås en inkopplingsströmstöt vid magnetisering av primärlindningen. Maximal amplitud på inkopplingsströmstöten kan bli 5-10 gånger märkström. Inkopplingsströmstöten innehåller likströmskomponent i storleksordningen 55 % och 2:a övertonen 63 %. Övermagnetisering ger även förekomst av 5:e övertonen.

I Sverige stabiliseras differentialskydd mot 2:a och 5:a övertonen för att förhindra okynnesutlösning. [11]

3.3 Transformatorskydd

En transformators livslängd är kraftigt beroende av temperaturen som lindningarna och kärnan utsätts för. Temperaturen skall därför fortlöpande övervakas med olika omfattande lösningar beroende på transformatorns storlek. Vatten och föroreningar i transformatoroljan höjer risken för överslag. Oljan absorberar fukt från luften, vilket kan förhindras med ett slutet system, expansionskärl och torkapparat. [11]

Större moderna krafttransformatorer förses med en vaktsats som innehåller gasvakt, nivåvisardon samt temperaturvakt. Gasvakten kallas även Buchholz-relä och reagerar på gasutveckling inuti transformatorn. Fel i transformatorer bidrar i nästan alla fall till ljusbågs- eller överhettningsfenomen, som för med sig gasutveckling i transformatoroljan.

I normalfallet ger endast gasvakt utlösning under förutsättning att övriga vakter i vaktsatsen

är påverkade. [11]

I större transformatorer används överströmsskydd och underimpedansskydd som skydd mot överströmmar. För större krafttransformatorer används differentialskydd, se avsnitt 3.2.3, som skydd mot kortslutningar. Reservskydd för jordfel är normalt nollpunktsspänningsskydd förkortad NUS, se avsnitt 3.4.3. [11]

3.4 Jordfel

De vanligaste felen i en anläggning är jordfel och hur de påverkar nätet beror på systemjordningen. Nät med isolerad nollpunkt har vanligen en för stor kapacitiv läckström som ger för hög spänningssättning på utsatt del enligt Elsäkerhetsverkets föreskrifter. Därför ansluts vanligen en reaktans mellan nätets nollpunkt och jord som bidrar med en motriktad ström till den kapacitiva strömmen. Reaktorn stäms av med nätet för att den resulterande kapacitiva strömmen ska bli låg. För att selektivt kunna koppla bort ledningar krävs vanligen en strömkomposant som endast flyter i den felbehäftade ledningen, vilket åstadkoms med hjälp av en resistor parallellt med nollpunktsreaktorn. För hög total jordfelsström ger för hög beröringsspänning som kan åtgärdas med någon av följande åtgärder: [14]

• Stämma av nät med nollpunktsreaktor.

• Förbättra jordtagsresistansen, vilket kan visa sig kostsamt.

• Reducera nollpunktsresistorns ström, dock måste jordfelsskydden tydligt kunna identifiera fel.

Jordfel är när en eller flera faser får anslutning till jord. Tvåpoliga jordfel är två faser i kontakt med jord på olika ställen i systemet eller jordfel i en fas som kapacitvt påverkar andra kablar, enligt avsnitt 3.4.3. [13]

L1 L2

L3 I

(a) Enpoligt

L1 L2

L3 I

L1 L2

I

L3 I

(b) Tvåpoligt

Figur 3.5 Två typer av jordfel.

3.4.1 Jordfelsberäkningar

Vid beräkningar med osymmetrier kan metoden symmetriska komponenter användas för att

kunna utforma beräkningsscheman i form av y-fasekvivalenter. Metoden bygger på att den

osymmetriska storheten delas vektoriellt upp i plus-, minus- och nollföljd.I figur 3.6 kan

uppdelningen ses, observera att användningen av symmetriska komponenter fungerar likväl

för spänning och ström. [11]

I

I

I

(a) Plusföljd

I

I

I

(b) Minusföljd

I

I

I

Figur 3.6 Uppdelning av osymmetriskt system i symmetriska komponenter.

I ekvation 3.8a utförs en substitution för att förenkla beräkningarna. Plusföljdsströmmen beräknas i ekvation 3.8b, minusföljdsströmmen beräknas i ekvation 3.8c och nollföljdsströmmen beräknas i 3.8d. [11]

k = e

(3.8a)

I

= 1

3 (I

+ kI

+ k

I

) (3.8b)

I

= 1

3 (I

+ k

I

+ kI

) (3.8c)

I

= 1

3 (I

+ I

+ I

) (3.8d)

I figur 3.7 redovisas ett beräkningsschema vid jordfel, där Z

är impedansen i felstället och E

är fasspänningen som matar felet. [11]

Z

−

+ U

I

Z

− U

+ I

Z

− U

+

I

3Z

− +

E

Figur 3.7 Beräkningsschema jordfel.

Vid jordfel i högimpedansjordade nät är nollföljdsimpedansen mycket större än plus- och

minusföljdsimpedansen och därför är det möjligt att försumma dessa. I figur 3.8 visas

motsvarande beräkningsschema vid försummande av plus- och minusföljdsimpedanserna.

Nollföljdsimpedansens serieresistans och seriereaktans har även försummats eftersom deras inverkan är begränsad vid korta (< 100 km) kablar och nät med mer än ungefär 5 kablar.

R

är nollpunksresistansen, X

är nollpunksreaktansen och X

är kabelns kapacitans till jord. Om nätet är avstämt det vill säga 3X

= X

, så kan nätet förenklas ytterligare enligt figur 3.8. [14]

3R

I

I

− + E

3R

3X

I

X

I

I

− + E

3R

3R

Figur 3.8 Beräkningsschema för ett högimpedansjordat system, allmänt respektive avstämt

Jordfelsströmmen I

kan beräknas enligt ekvation 3.9, endera med fasströmmarna I

, I

, I

eller med resistiva I

, kapacitiva I

och induktiva delen av nollföljdsströmmen. [14]

I

= 3I

= I

+ I

+ I

= q

I

+ (I

− I

)

(3.9)

Nollpunktsresistansen R

kan beräknas enligt ekvation 3.10, alternativt den resistiva nollföljdsströmmen I

.

R

= E

3 · I

⇐⇒ I

= E

3 · R

(3.10)

3.4.2 Mätmetoder

Under symmetrisk drift förekommer det endast plusföljdskomponenter av spänning och ström, dock kan viss osymmetri i matande nät och oskruvade friledningslinjer orsaka vissa minus- och nollföljdskomponeneter. Vid jordfel uppträder nollföljdskomponenter och genom att mäta nollföljdsspänning eller nollföljdsström kan reläskydd detektera jordfel. [11]

Nollföljdsspänningen kan mätas på två olika sätt; mäta mellan systemets nollpunkt och jord med en NUS, eller med hjälp av att mäta den så kallade summaspänningen.

Summaspänningsmätning innebär att en spänningstransformator per fas ansluts, som är

sekundärt kopplad i en öppen D-koppling. Koppling för NUS och summaspänningskoppling

visas i figur 3.9.

V

− +

U

(a) NUS

+ V −

U

Figur 3.9 Metoder för mätning av nollföljdsspänning.

Vid stumt jordfel i högohmigt jordade nät blir nollpunktsspänningen U

lika med fasspänningen. Spänningstransformatorns omsättning väljs vanligen till 110/3. Reläskyddet mäter spänningen U

som i ett högimpedansjordat nät beräknas i nedan ekvation, som beror på nollföljdsspänningen U

och nätets nominella spänning U

. [11]

U

= U

· 110

U

(3.11)

Det finns alltid en nollpunktsspänning beroende på osymmetri som skapats genom induktion mellan ledningar, kapacitiv koppling i transformator eller nollpunktsspänning från annat nät. Nollpunktsspänning återfinns även vid osymmetri i belastningen. I ett kabelnät bör reläskyddsinställningens funktionsvärde av utbildningsgrad U

/U

vara lägst 5 % för att undvika okynnesutlösning. Utbildningsgraden är kvoten mellan nollföljdsspänningen U

och fasspänningen U

.

I ekvation 3.12a beräknas utbildningsgraden U

/U

beroende på resistansen i felstället R

och nollföljdsimpedansen Z

. Ur ekvation 3.12b framgår att Z

är 3R

om nätet är avstämt.

Om nätet är avstämt och har 3000 Ω felresistans måste nollpunktsresistorn vara minst 158 Ω för att kunna ge tillförlitlig utlösning av nollpunktsspänningsskyddet. [13]

U

U

= Z

Z

+ 3R

(3.12a)

|Z

| = 3 · R

· X

· X

p(X

· X

)

+ (R

(3X

− X

))

(3.12b)

Nollföljdsströmmen kan mätas på tre sätt; med så kallad NIS, kabelströmstransformator

eller med hjälp av en så kallad Holmgrenkoppling. Användning av NIS innebär att

en strömtransformator mäter strömmen mellan systemets neutralpunkt och jord. En

kabelströmstransformator är en enskild strömtransformator som träs över kabeln, med

skärmen dragen tillbaka för att endast mäta summan av fasströmmarna. Holmgrenkopplingen

består av en strömtransformator per fas som är parallellt kopplade sekundärt. I figur 3.10 visas de tre mätmetoderna.

A

I

(a) NIS

A

I

(b)

Kabelströmstransformator

A

I

(c) Holmgrenkoppling

Figur 3.10 Metoder för mätning av nollföljdsström

Reläskyddet mäter nollföljdsströmmen I

som beror på nollföljdsströmmen och strömtransformatorns omsättning w. [11]

I

= 3 · I

w (3.13)

När Holmgrenkopplingen används kommer omsättningsfelet mellan de tre mättransformatorerna skapa en obefogad ström på grund av omsättningsfel i strömtransformatorerna. Under normal driftström är denna obefogade ström inte utlösande, dock kan den lösa ut jordfelsskyddet vid överström. För att minimera riskerna för denna typ av felaktig utlösning kan nollföljdsspänningsskydd användas för frigivning av nollföljdsströmsskyddet. Om jordfelsskydden förses med längre funktionstid än överströmsskydden kan även minska riskerna för att omsättningsfelet ger en felaktig utlösning. [13]

3.4.3 Skyddsutformning

Nollpunktsspänningsskydd används som jordfelsskydd på samlingsskena, reservskydd för jordströmsskydd och även som ett eget oselektivt skydd. För att förhindra oönskad utlösning, i samband med transienter vid omkopplingar i nätet, bör nollpunktsspänningsskydd fördröjas 0,5 s. För stationer som matar krafttransformatorer kan längre tidsfördröjning krävas, vanligen erfordras 2-3 s. Reservskydd bör ställas in 1,1 gånger högre än utbildningsgraden U

/U

jämfört med det ordinarie skyddet. [13]

I större nät kan felstället för kabel 2 i figur 3.11 generera en kapacitiv koppling till felfria kabel

1 som ger en tillräckligt hög kapacitiv ström för att felaktigt lösa ut kabel 1:s jordfelsskydd. [13]

+

− U

L1 L2 L3

P I

P I

Figur 3.11 Jordfelströmmens vägar

På grund nollpunktsresistorn har den felbehäftade kabeln en resistiv ström medan övriga kablar får en enbart kapacitiv ström. Oriktade jordfelsströmsskydd ger tillräcklig funktion om den största kapacitiva jordfelsströmmen för en enskild kabel är mindre än ungefär en tredjedel av anläggningens totala kapacitiva jordfelsström. I impedansjordade nät skall därför endast resistiva strömmar leda till utlösning som har en fasvinkel ϕ när noll. På grund av vinkelmätfel av den kapacitiva strömmen i mättransformatorer får vinklar nära 90

inte medföra utlösning.

Funktionsvärden under 6 % av den egna kabelns kapacitiva läckström bör undvikas. Ett typiskt funktionsvärde vid kabelnät är 25 % av den maximala jordfelsströmmen. [13]

Riktade jordfelsskydd har svårt att bestämma vinkeln mellan små nollföljdsspänningar och nollföljdsströmmar. För att säkerställa att vinkeln är korrekt bör ett minsta värde på nollföljdsstorheterna ställas in. ABB Relion 615 har två huvudtyper av karaktäristik fasvinkelkaraktäristik och cos ϕ-karaktäristik, enligt figur 3.12 [12]. Fasvinkelkaraktäristik har en minsta utlösningsström, maximal och minimal fasvinkel för fram- och backriktningen.

cos ϕ-karaktäristik har en minsta utlösningsström och en korrektionsvinkel ϕ

. Figuren

visar att utlösning av jordfelsskydd endast kan ske utanför de markerade områdena. Båda

karaktäristikerna löser problemet med vinkelmätfel i mättransformatorer och kan ställas in så

att de endast ger utlösning vid fel i fram- eller backriktningen. [15]

ϕ

ϕ

ϕ

ϕ

(a) Fasvinkel

ϕ

(b)

cos ϕ Figur 3.12 Karaktäristiker för riktade jordfelsskydd.

Fördelen med cos ϕ- och sin ϕ-karaktäristik över fasvinkelkaraktäristik är skydden kan ställas

in närmare mättransformatorns vinkelfel utan risk för okynnesutlösning.[13]

4 Dimensionering

Kapitlet innehåller termisk och korttidsströmsdimensionering av kabel, kortslutningsberäkningar, spänningsfallsberäkningar samt inställningar för överström- och jordfelsskydd.

4.1 Anläggningen

Omfattningen framgår, enligt figur 4.1; reläskydd för skyddande av kabel mellan ställverk OT40 och skänkugnsställverket SU2, kabeldimensionering för kabel mellan ställverken och reläskydd för skyddade av ugnstransformator TSU2 inklusive sekundärsidan.

Ställverk OT40:s matande transformator ska matas av Vattenfalls framtida 130 kV

Nät

130/33 kV S

=250 MVA

u

=13 % OT40

500 m

SU2

TSU2 33/0,3 kV S

=22 MVA

Figur 4.1 Översiktligt enlinjeschema.

linje, transformatorns sekundärsidas driftspänning är 33 kV. I avsaknad av uppgifter angående matande 130 kV linje används värde från befintliga linjer i SSAB:s anslutningspunkt multiplicerat med en konservativ faktor. I befintlig anslutningspunkt är idag (2019) kortslutningsimpedans mellan 0,064+j0,47 Ω och 0,081+j0,73 Ω. Lägsta kortslutningsimpedansen antas till 75 % av befintliga minsta kortslutningsimpedansen 0,047+j0,35 Ω och högsta 125 % av befintliga högsta kortslutningsimpedansen 0,10+j0,91 Ω. En större ljusbågsugn ska anslutas till OT40 vars offerter förordar effekt och kortslutningsimpedans för 130/30 kV transformatorn, enligt följande 250 MVA och 13 % u

.

Förhållandena för kabelförläggningen beskrivs under rubrik 4.2. Skänkugnsställverket består av endast en utgående grupp för ugnstransformator TSU2. Ugnstransformator TSU2 har ett stort reglerområdet för lindningsomkopplaren med 13 stycken positioner och därav 13 stycken kortslutningsimpedanser. Maximalt u

-värde är i det lägsta lindningsomkopplarläget 13,6 % och minsta vid högsta lindningsomkopplarläget 6,6 %.

Ugnen styrs av processoperatörer som bestämmer spänning och ström som sedan regleras

med lindningsomkopplarläge respektive höjdled position av elektroderna i skänken. I

dagsläget (december 2019) sker in- och urkoppling av ugnstransformator i samband med start

respektive avslutande av charge. Detta körsätt medför förkortad livslängd av transformatorn

och skall därför ändras så att ugnstransformatorn förblir kontinuerligt spänningssatt.

4.2 Termisk dimensionering

Kabeln kommer att förläggas enligt nedan sätt;

1. Från utgående fack i 30 kV ställverket OT40 förläggs kabeln på stege utomhus i flera nivåer.

2. In i en kabelkulvert med konstant temperatur på stege monterad vertikalt på väggen.

Kulverten har dimensionerna 2,5 m takhöjd och 3 m bred.

3. Mindre kabelkulvert med djupet 0,5 m under golv och dimensionerna 1 m hög och 1 m bred.

4. Vertikal kabelstege (5 meter) i närheten av ugnen.

5. Under ett golv av durkplåt för att sedan anslutas till skänkugnsställverket.

Kabeln kommer vid genomföring av vägg att tätas med porfri gummitätning om högst 60 mm axiallängd. Driftströmmen beräknas genom ugnstransformatorns nominella effekt S

22 MVA och driftspänningen U

33 kV.

I

= S

√ 3 · U

= 22 · 10

√ 3 · 33 · 10

≈ 385 A (4.1)

Kabeln dimensioneras efter en kontinuerlig ström om 400 A. Ugnstransformatorn som används idag (2019) överför en effekt på i storleksordningen 10-14 MVA. På grund av den relativt låga belastningen väljs den dimensionerande driftströmmen lågt, i förhållande till ugnstransformatorns nominella driftström.

För första etappen antas förläggning i flera nivåer med en kabel per stege. Korrektionsfaktor enligt tabell C.5 i SS 424 14 16 [6] är 1. Det fodrar ett strömvärde enligt 400/1 på 400 A.

För aluminium enledarkabel med öppen skärmkrets och drifttemperatur 65

C fodras minsta tvärsnittsarea 240 mm

. Anledningen är att 185 mm

ger lägre strömvärde än 400 A, enligt tabell 4.1.

Tabell 4.1 Strömvärde för enledarkabel med aluminiumledare förlagd i triangelformation i luft Area [mm

] Öppen skärmkrets [A] Sluten skärmkrets [A]

65

C 90

C 65

C 90

C

185 350 430 345 425

240 410 505 400 490

300 475 580 460 565

400 565 695 555 680

För andra etappen antas förläggning på stege dikt an vägg med en kabel per stege. Eftersom

stegen antas vara mindre än 20 mm från väggen kan inte stegförläggning antas, utan

kabel monterad dikt an vägg. Korrektionsfaktor enligt tabell C.5 i SS 424 14 16 [6] är

0,94. Strömvärde beräknas enligt 400/0,94 till 426 A. För aluminium enledare med öppen skärmkrets och drifttemperatur 65

C fodras minsta tvärsnittsarea 300 mm

. Anledningen är 240 mm

ger lägre strömvärde än 426 A, enligt tabell 4.1.

För tredje etappen måste först omgivningstemperaturen beräknas för kulvertförläggning, enligt diagram i SS 424 14 24 [8] är värmeresistiviten R

0,24. Inledande beräknas resistansen för 300 mm

tvärsnittsarean, som tidigare etapp beräknades räcka. Se tabell 2.1 för konstanterna i nedan ekvationer. Därefter beräknas avgiven värmeeffekt från kabeln i ekvation 4.3.

R

= ρ

A (1 + α

(θ − 20)) = 28,264

300 (1 + 0,00403(65 − 20)) ≈ 0,111 mΩ/m (4.2)

3 · R · I

= 0,111 · 10

· 400

≈ 53 W/m (4.3)

Nu kan maximala lufttemperaturen beräknas enligt nedan ekvation.

θ = 20 + R

· X

R · I

= 20 + 0,24 · 53 ≈ 33

C (4.4)

Omgivningstemperaturen är högre än den dimensionerade temperaturen 25

C och behöver därför beräknas med. Enligt tabell C.4 i SS 424 14 16 [6] är korrektionsfaktorn för omgivningstemperatur 35

C 0,92. Det erfordras, enligt 400/0,92 ett strömvärde på minst 435 A. För en enledare med aluminiumledare förlagd på stege med öppen skärmkrets och drifttemperatur om 65

C krävs minsta tvärsnittsarea 300 mm

. Anledningen är 240 mm

ger lägre strömvärde än 435 A, enligt tabell 4.1.

Fjärde etappen följer samma termiska dimensionering som första etappen. Femte etappen följer samma termiska dimensionering som tredje etappen. Även kabeln mellan skänkugnsställverket förläggs på samma sätt som tredje etappen och har därför samma termiska dimensionering. Det högsta strömvärdet återfanns i tredje etappen, dock har inte tätningar i kabelgenomförningar tagits i beaktning. Samtliga genomföringar sker med porfri gummitätning, vilket innebär att strömvärdet ökar med 5 % [8]. Resultatet blir att det maximala strömvärdet ökar till 457 A, enligt (400/0,92) · 1,05. Enligt tabell 4.1 är 457 A lägre än strömvärdet för 300 mm

, vilket innebär att kabelvalet fortfarande är giltigt.

Högsta strömvärdet återfanns vid dimensionering för tredje etappen, därför används den förläggningen för att beräkna maximal belastningsförmåga för kabeln. I bilaga B beräknas maximal belastningsförmåga för kabeln. Beräkning sker genom följande steg:

1. Beräkna resistansen i kabeln vid drift, enligt ekvation 4.2.

2. Beräkna effektutvecklingen, enligt ekvation 4.3, i kabeln under belastningsströmmar mellan 0 och kabelns strömvärde, enligt tabell 4.1.

3. Beräkna omgivningstemperaturen i kabelkulverten under belastningsströmmar mellan

0 och kabelns strömvärde, enligt ekvation 4.4.

4. Välja korrektionsfaktorer beroende på beräknade omgivningstemperaturer i föregående steg.

5. Skriv ut den maximala belastningsströmmen till användaren.

Maximal kontinuerlig belastningsförmåga för 300 mm

aluminiumledare, enligt bilaga B, är 410 A. Motsvarande belastningsström för 400 mm

är 474 A. Kabelns belastningsförmåga i förhållande till lastströmmen är 107 respektive 123 % för 300 respektive 400 mm

.

4.3 Kortslutning- och spänningsfallsberäkningar

Kortslutningsberäkningar för positionerna OT40, SU2, SU2S, enligt figur 4.2, är utförda för både högsta kortslutningsströmmen I

och lägsta kortslutningsströmmen I

, enligt tabell 4.2.

OT40 ∆U SU2 TSU2 SU2S

Figur 4.2 Orienteringsschema för kortslutningsberäkningar.

Kortslutningsberäkningar för respektive ställverk finns utfört i bilaga A. Beräkningarna är utförda i form av skript i programmet GNU Octave. Kabeltillverkaren uppger induktansen 0,34 µH/m vid förläggning av AXLJ TT 36 kV 1x300/35 i triangelformation [16].

Kortslutningsberäkningarna är utförda enligt följande metod:

1. Högsta och lägsta kortslutningsimpedansen för varje objekt beräknas separat. Objekt syftar på matande nät, kablar och transformatorer.

2. Schematiskt befinner sig alla kortslutningsimpedanser i serie. För att beräkna kortslutningsimpedansen i OT40 summeras kortslutningsimpedansen i nät och 130/33 kV transformatorn. Kortslutningsimpedansen i SU2 är summan av kortslutningsimpedansen i OT40 och kabeln mellan ställverken. Slutligen är kortslutningsimpedansen i SU2S är summan av kortslutningsimpedansen i SU2 och ugnstransformator TSU2.

3. Kortslutningsströmmen beräknas som kvoten mellan fasspänningen och kortslutningsimpedansen i den aktuella punkten multiplicerat med en spänningskorrektionsfaktor.

4. Argumentet och beloppet av kortslutningsströmmen beräknas och presenteras för läsaren i form av en textsträng. Alla strömmar är beräknad på 30 kV nätet.

Vid beräkning av maximal kortslutningsström har nätet lägst kortslutningsimpedans, kabeln

har temperaturen 20

C, spänningskorrektionsfaktorn är 1,1 och ugnstransformatorn är

i lindningskopplarläge 13. Vid beräkning av lägsta kortslutningsström har nätet högsta