Wyłączniki różnicowoprądowe w obwodach zasilania napędowych przemienników częstotliwości

Zdaniem autora, niezależnie od rodzaju wyłącznika różnicowoprądowego (AC, A czy B), nie należy ich stosować jako technicznego środka ochrony uzupełniającej dla wykrywania zwać doziemnych po stronie silnikowej przemiennika częstotliwości. Przez zwarcia doziemne po stronie silnikowej przemiennika częstotliwości należy rozumieć zwarcia doziemne powstające w kablu silnikowym lub silniku. W systemach napędowych z przemiennikami częstotliwości wyłączniki różnicowoprądowe, niezależnie od ich rodzaju i wykonania [1], nie mogą być wrażliwe na prądy doziemne wywoływane napięciem zaburzeń wspólnych falowników, w przeciwnym razie mogą uniemożliwić pracę przemiennika częstotliwości.

Pojemnościowe pasożytnicze prądy doziemne (ang. CM – common mode distortion currents) wywoływane napięciem zaburzeń wspólnych mają częstotliwość zależną od częstotliwości przełączania elementów mocy falownika (IGBT, GTO i inne).

Na rysunku 1. przedstawiono ogólny schemat elektryczny systemu napędowego z przemiennikiem częstotliwości, na którym zaznaczone są prądy doziemne przepływające przez uzwojenia wtórne transformatora o układzie sieciowym typu TN [2]. W artykule nie będą omawiane zaburzenia międzyfazowe (ang. DM – differential mode distortion currents), powodowane występowaniem pasożytniczych pojemności międzyfazowych, gdyż one nie wpływają na pracę wyłącznika różnicowoprądowego.

Pojemnościowe prądy zaburzeń wspólnych przepływają przez prądowy przekładnik sumujący (cewkę Ferrantiego) wyłącznika i nie powodują jego zadziałania. Prądy doziemne zaburzeń wspólnych nie powodują powstawania siły elektromotorycznej w cewce Ferrantiego umożliwiającej jego zadziałanie. Właściwość braku oddziaływania prądów zaburzeń wspólnych falownika na cewkę Ferrantiego umożliwia pracę napędów z przemiennikami częstotliwości.

Napięcie zaburzeń wspólnych falownika z klasyczną modulacją szerokościową MSI

Napięcie zaburzeń doziemnych falownika ma najniższą częstotliwość o wartości wynikającej z częstotliwości przebiegu modulowanego wc (np. przebieg trójkątny symetryczny), tj. rzędu kilku kiloherców. Widmo tego napięcia zawiera nieparzyste harmoniczne przebiegu nośnego i wstęgi boczne, tzw. interharmoniczne, które są skupione zarówno wokół wyższych harmonicznych parzystych i nieparzystych przebiegu nośnego (modulowanego). Charakter widma amplitudowego napięcia zaburzeń wspólnych (doziemnych) przedstawia rysunek 2. Przedstawiono na nim widmo amplitudowe napięcia zaburzeń wspólnych, które występuje w pobliżu nominalnej wartości napięcia zasilania silnika, tj. przy współczynniku głębokości modulacji falownika MSI bliskiego jedności.

Dla ilustrowania mechanizmu powstawania napięcia zaburzeń wspólnych falownika dwupoziomowego z klasyczną modulacją MSI na rysunku 3. przedstawiono konstrukcję graficzną tego napięcia. Na rysunku 3. współczynnik głębokości modulacji MSI wynosi M = 0,9. Na podstawie modulacji szerokościowej MSI (rys. 3a), otrzymuje się odpowiednie stany pracy półprzewodnikowych zaworów mocy falownika. Dwustanowy charakter pracy zaworów mocy falownika (załączony – wyłączony) określa przebiegi czasowe napięć fazowych U_NU, U_NV, U_NW wytwarzanych w falowniku. Napięciami fazowymi U_NU, U_NV, U_NW zasilane są uzwojenia stojana silnika. Stosując oznaczenia z rysunków 1. i 3., wartość skuteczną napięcia zaburzeń wspólnych falownika U_CM można opisać zależnością (1):

Na rysunku 3a sinusoidy sterujące przełączaniem elementów mocy w poszczególnych fazach falownika oznaczono jako S1, S2 i S3, a trójkątny przebieg nośny modulacji oznaczony jest przez T1. Z przebiegów sterujących otrzymuje się napięcia fazowe falownika, które na rysunku 2b oznaczono jako U_NU, U_NV i U_NW. Jak wynika z rysunku 3c, suma geometryczna napięć fazowych falownika określa przebieg napięcia zaburzeń doziemnych falownika U_CM. Suma napięć fazowych falownika nie jest równa zeru, dlatego w normalnych warunkach pracy falownika na kabel silnikowy i silnik oddziałuje generator wysokoczęstotliwościowy napięcia odkształconego (napięcie zaburzeń wspólnych), który wymusza pasożytnicze prądy doziemne w systemie ochronnym napędu przemiennikowego (przewód PE). Jest to sytuacja odmienna w stosunku zasilania napędu bezpośrednio napięciami uzyskiwanymi z transformatora trójfazowego, gdzie w przy symetrii sinusoidalnych napięć fazowych transformatora ich suma jest zawsze równa zeru. Wystąpienie składowej zerowej napięcia transformatora świadczy o braku symetrii po stronie zasilania i jest to nienormalny stan pracy transformatora.

Napięcie zaburzeń wspólnych falownika MSI zmienia swój kształt w zależności od wartości współczynnika głębokości modulacji M. Współczynnik głębokości modulacji M ma wartość bliską zeru przy małej prędkości wału silnika i przyjmuje wartość bliską jedności przy nominalnej prędkości wału silnika. Zmiana wartości współczynnika głębokości modulacji M powoduje zmianę kształtu przebiegu napięcia zaburzeń wspólnych. Dla współczynnika głębokości M bliskiego wartości zero napięcie zaburzeń wspólnych ma kształt zbliżony do fali prostokątnej o pulsacji wc. Napięcie zaburzeń doziemnych przyjmuje kształt fali prostokątnej wskutek bliskiej zeru wartości amplitudy sinusoidalnego napięcia modulującego. Przy zerowej wartości amplitudy sinusoidalnego napięcia modulującego zanika przesunięcie fazowe między poszczególnymi prostokątnymi napięciami fazowymi zasilającymi silnik. Wtedy prędkość obrotowa wału silnika jest równa zeru, mimo że napięcia fazowe na silniku mają wartość skuteczną 280 V przy zasilaniu przemiennika częstotliwości napięciem 3´400 V (rys. 4a).

Dla M bliskiego jedności (praca silnika w pobliżu napięcia znamionowego) napięcie zaburzeń wspólnych ma kształt fali napięciowej bardziej złożonym kształcie, co przedstawia rysunek 4b. Przy M bliskim jedności udział podstawowej harmonicznej o pulsacji wc w napięciu zaburzeń wspólnych jest blisko dwukrotnie mniejszy niż w przebiegu fali prostokątnej (tj. dla M bliskiego zera). Na rysunku 4. przedstawiono przebiegi fali napięcia zaburzeń wspólnych dla współczynnika głębokości modulacji M = 0,1 i M = 0,9.

Zaznaczone na rysunku 4. sinusoidy napięć modulujących są jednocześnie harmonicznymi podstawowymi napięć fazowych falownika, które sterują obrotami wału silnika (w zależności od częstotliwości) i prądem silnika (w zależności od amplitudy). Przyjęcie częstotliwości 50 Hz sinusoidy modulującej dla M = 0,1 w miejsce niskiej częstotliwości, np. 5 Hz, zastosowano dla poprawienia czytelności (rys. 4a). Kształt fali napięcia zaburzeń doziemnych przy M = 0,1 będzie identyczny zarówno przy częstotliwości sinusoidy modulującej 5 Hz, jak i 50 Hz.

Pasożytnicze napięcie zaburzeń wspólnych o przebiegu prostokątnym i pulsacji w_c (M = 0) wywołuje prądy doziemne o wartości skutecznej ok. 2 razy większej, niż napięcie zaburzeń wspólnych przy M = 1. Wynika stąd wniosek, że prądy zaburzeń doziemnych wpływające do punktu neutralnego transformatora N (rys. 1.) o układzie sieciowym TN zasilającego przemiennik częstotliwości są ok. dwukrotnie większe dla silników przy prędkościach wału bliskich zeru w porównaniu z silnikami o prędkościach bliskich wartości nominalnej.

Widmo amplitudowe napięcia zaburzeń wspólnych dla współczynnika głębokości modulacji MSI o wartościach M = 0 i M = 1 przedstawiają rysunki 5a i 5b.

Z porównania widm amplitudowych napięcia zaburzeń wspólnych przedstawionych na rysunkach 5a i 5b wynika, że:

• przy prędkościach wału silnika bliskich zeru (M = 0) rezystancyjne prądy doziemne będą ok. 2‑krotnie większe niż przy prędkościach nominalnych wału silnika (M=1).
• przy prędkościach wału silnika bliskich wartości nominalnej (M=1) doziemne prądy zwarć rezystancyjnych zawierają interharmoniczne umiejscowione zarówno wokół parzystych, jak i nieparzystych wielokrotności częstotliwości przełączania zaworów mocy falownika,
• występowanie interharmonicznych w napięciu zaburzeń wspólnych falownika uniemożliwia stosowanie do analizy tego napięcia teorii rozkładu niesymetrycznego napięcia trójfazowego na składowe zerowe. Modulacja MSI falownika powoduje, że napięcia fazowe falownika (rys. 3b) zmieniają swoje wartości skokowo, a zawartość harmonicznej o pulsacji sinusoidalnych napięć modulujących w_s (rys. 3a) jest maksymalna dla współczynnika głębokości modulacji M = 1 i ich wzajemne przesunięcie fazowe wynosi 120°. Przy M = 0 zanikają harmoniczne o pulsacji sinusoidalnych napięć modulujących w_s, a napięcia fazowe zbudowane są z przebiegów prostokątnych o pulsacji w_c i nie występują tu wzajemne przesunięcia fazowe.

Wartość amplitudy napięcia zaburzeń wspólnych dwupoziomowego falownika MSI w zależności od wysterowania zaworów mocy można opisać równaniem (2), które wskazuje na skokowy charakter zmian wartości napięcia zaburzeń wspólnych [3, 4]:

gdzie:

• wektory pasywne V₀ oznacza stan rozwarcia wszystkich górnych zaworów mocy falownika – stan (0, 0, 0), a V7 oznacza stan zwarcia wszystkich górnych zaworów mocy falownika – stan (1, 1, 1),
• wektory aktywne (V₁–V₆) oznaczają stany pracy zaworów mocy falownika, w których 1 lub 2 górne zawory mocy są w stanie zwarcia i energia z baterii kondensatorów jest przekazywana do silnika.

Skokowe zmiany wartości napięcia zaburzeń wspólnych opisane równaniem (2) wymuszają impulsowe prądy doziemne w systemie ochronnym napędu z przemiennikiem częstotliwości. Impulsy prądów doziemnych występują w chwilach skokowych zmian wartości napięcia zaburzeń wspólnych. Tym większa jest wartość skuteczna wysokoczęstotliwościowych prądów doziemnych, im większe są wartości doziemnych pojemności pasożytniczych kabla silnikowego i silnika.

Ekranowane trójfazowe kable silnikowe cechują się znaczącymi pojemnościami między przewodami fazowymi i ekranem kabla, dlatego mogą powodować niebezpieczeństwo porażenia prądem przy przerwaniu uziemienia ekranu. Przez doziemne pojemności pasożytnicze między żyłami fazowymi kabla silnikowego a uziemionym ekranem płynie prąd doziemny wymuszony napięciem zaburzeń wspólnych falownika MSI. W napędach przemiennikowych z ekranowanych kablami silnikowymi o przekroju 3´95 mm² i długościach ok. 100 m, wysokoczęstotliwościowe prądu upływu doziemnego mogą osiągać wartości kilku amperów.

Wyłącznik różnicowoprądowy na zasilaniu napędowego przemiennika częstotliwości

W literaturze naukowo-technicznej [5, 6, 8] można znaleźć różne stanowiska autorów omawiające celowość stosowania wyłączników różnicowoprądowych w systemach napędowych z przemysłowymi przemiennikami częstotliwości. Przykładowo w opracowaniu [5] autor zaleca dużo rozwagi w doborze wyłącznika różnicowoprądowego do zabezpieczeń obwodów z napędowymi przemiennikami częstotliwości. Cytując autora [5]: „Niestety poza nielicznymi wyjątkami – w katalogach producentów nie ma informacji o charakterystykach działania wyłączników różnicowoprądowych przy częstotliwościach innych niż 50/60 Hz”, zwykle nie ma możliwości precyzyjnego dobrania wyłącznika różnicowoprądowego. Ponadto w [6] przestawiono wyniki badań dwóch różnych wyłączników różnicowoprądowych typu AC i uzyskano skrajnie odmienne charakterystyki prądu wyzwalającego wyłącznik różnicowoprądowy funkcji częstotliwości prądu doziemnego, które przedstawiono na rysunku 6. Autor w [6] badał działanie wyłączników różnicowoprądowych przy wymuszeniu zwarcia doziemnego w jednej fazie napięcia falownika, napięcie fazowe było wymuszane generatorem laboratoryjnym MSI. Badania te w pełni potwierdziły cytowaną tu pracę [5].

Przemysłowe przemienniki częstotliwości [7] mają zwykle wbudowany układ zabezpieczenia przed zwarciem doziemnym napięcia fazowego falownika, niemniej praca falownika jest zatrzymywana, gdy prądy doziemne osiągną ok. 10% wartości nominalnej prądu przemiennika częstotliwości. Nie jest to zabezpieczenie, które można określać jako przeciwporażeniowe. Ze względu na wymuszanie pasożytniczych pojemnościowych prądów doziemnych przez napięcie zaburzeń wspólnych falownika, tak czułych zabezpieczeń nie da się tu stosować.

Wyniki otrzymane w pracach [5, 6] można rozszerzyć na wnioskowanie związane z pasożytniczymi prądami zaburzeń doziemnych po stronie silnikowej falownika. Falowniki z tranzystorami IGBT przemysłowych przemienników częstotliwości średnich mocy (od 10 kW do 200 kW) pracują z częstotliwościami przełączania w zakresie 3–16 kHz, typowo 4,5 kHz. Falowniki przemienników częstotliwości w napędach dużych mocy (od 200 kHz do 1500 kW), ze względu na konieczność minimalizowania strat dynamicznych, pracują z niższymi częstotliwościami przełączania tranzystorów mocy, tj. z zakresie 3 kHz–5 kHz, typowo 3,5 kHz [7].

W systemie napędowym z niskonapięciowym przemiennikiem częstotliwości średniej mocy z nieekranowanym kablem silnikowym i przy założeniu jako dominującej pojemności doziemnej silnika o wartości 10 nF, można spodziewać się pasożytniczych prądów doziemnych na poziomie 100 mA. W systemach napędowych z ekranowanymi kablami silnikowymi zwykle dominują pojemności doziemne między żyłami fazowymi i ekranem kabla silnikowego. Pojemności te w napędach średnich i dużych mocy osiągają wartości kilkudziesięciu nanofaradów [9]. Duże pasożytnicze pojemności doziemne ekranowanego kabla silnikowego skutkują wysokoczęstotliwościowym pojemnościowym prądem doziemnym, który płynie w przewodzie ochronnym PE i osiąga wartość skuteczną kilku amperów.

Z rysunku 6. [5] wynika, że jednie wyłącznik o charakterystyce I_DA1 umożliwi pracę napędu z przemiennikiem częstotliwości, gdyż nie reaguje on na prądy doziemne o częstotliwościach powyżej 400 Hz. Zastosowanie wyłącznika różnicowoprądowego o charakterystyczne I_DA2 może uniemożliwić zasilenie napędu z przemiennikiem częstotliwości, nawet takiego, w którym silnik jest połączony z przemiennikiem częstotliwości nieekranowanym kablem silnikowym.

Stosowanie wyłącznika różnicowoprądowego w przemysłowych napędach z przemiennikami częstotliwości nie jest dobrą praktyką inżynierską. Autor prezentuje stanowisko, iż stosowanie innych technicznych i organizacyjnych środków ochrony przeciwporażeniowej jest w napędach z przemiennikami częstotliwości działaniem bardziej uzasadnionym i celowym [8].

Dla sprawdzenia braku zadziałania wyłącznika różnicowoprądowego przeprowadzone zostały badania laboratoryjne napędu z przemysłowym przemiennikiem częstotliwości. System napędowy jak na rysunku 1. został zasilony z sieci elektroenergetycznej z transformatorem o układzie sieciowym TN. Przemysłowy przemiennik częstotliwości małej mocy został zasilony z laboratoryjnej rozdzielni stanowiskowej wyposażonej w wyłącznik różnicowoprądowy: I_Dn = 30 mA, typ AC, bezzwłoczny (rys. 7a). Wysokoczęstotliwościowe prądy doziemne w przewodzie ochronnym PE, które płyną do transformatora mierzone są sondą założoną na przewód ochronny PE (rys. 7a). Obciążeniem przemysłowego przemiennika częstotliwości (f_c = 5 kHz) jest silnik indukcyjny klatkowy małej mocy (rys. 7b). Do zacisków fazowych silnika dołączono kondensatory o pojemności 3´20 nF (dół, rys. 7b), które stanowią zastępcze pojemności doziemne żyła – ekran, w ekranowanym kablu silnikowym o długości 100 m. Napięcie zaburzeń wspólnych falownika mierzone jest na wspólnym połączeniu rezystorów (3´10 kW) dołączonych do zacisków fazowych silnika (góra, rys. 7b).

Napięcie zaburzeń wspólnych przemysłowego przemiennika częstotliwości zostało zmierzone dla prędkości wału silnika równej 1000 obr./min (f_s = 33 Hz), a wyniki pomiaru są przedstawione na rysunkach 8a i 8b.

Rysunek 8. przedstawia napięcia zaburzeń wspólnych i wysokoczęstotliwościowy prąd doziemny wypływający z falownika przez doziemne pojemności, które pełnią funkcję zastępczych pojemności pasożytniczych żyła – ekran kabla silnikowego. Pojemnościowy prąd przewodu ochronnego zawiera harmoniczne i interharmoniczne o częstotliwościach od 5 kHz w górę (f_c = 5 kHz, częstotliwość przełączania zaworów mocy falownika). W dolnym zakresie wyższych harmonicznych, częstotliwości kolejnych harmonicznych wynikają z rozkładu harmonicznych w widmie amplitudowym napięcia zaburzeń wspólnych falownika przedstawionego na rysunku 5b.

Rysunek 8a (przebieg dolny) przedstawia kształt prądu doziemnego przy galwanicznym zwarciu pojemności doziemnych ekranowanego kabla silnikowego z przewodem ochronnym PE. Impulsy prądowe osiągają tutaj amplitudę przekraczającą wartość 2 A (M = 0,67).

Rysunek 8b (dolny przebieg) przedstawia kształt prądu doziemnego przy rezystancyjnym (1 kW) zwarciu pojemności doziemnych ekranowanego kabla silnikowego z przewodem ochronnym PE. Zastępczy rezystor 1 kW odwzorowuje zastępczą rezystancję człowieka między ekranem kabla silnikowego i przewodem ochronnym PE. Impulsy prądowe osiągają tutaj amplitudę przekraczającą wartość bliska 250 mA (M = 0,67).

Z przeprowadzonych badań symulacyjnych (rys. 4a) wynika, że przy współczynniku głębokości modulacji falownika MSI M = 0 (wirnik silnika jest nieruchomy) prąd płynący przez człowieka, który dotyka nieuziemiony ekran kabla silnikowego, będzie miał wartości skuteczną 280 mA. Dla M = 1 (prędkość nominalna wirnika) wartość tego prądu zmniejsza się o połowę. W obydwu przypadkach jest to prąd powodujący skutki patofizjologiczne strefy AC 4.3, a więc stanowi śmiertelne zagrożenie dla człowieka.

Autor nie dotarł do badań określających wpływ częstotliwości 5 kHz napięcia prostokątnego na organizm człowieka, dlatego założył oddziaływanie jak przy napięciu sinusoidalnym o częstotliwości 50 Hz. Ponieważ źródłem napięcia zburzeń wspólnych jest falownik MSI przemiennika częstotliwości, to prądy doziemne płynące przewodem ochronnym PE do punktu neutralnego transformatora powracają fazowymi przewodami zasilania do falownika. Suma prądów zaburzeń doziemnych wpływających przewodem PE do transformatora i powracających do przemiennika częstotliwości przewodami fazowymi zasilania daje zawsze wartość równą zero. Sumę tych prądów można zmierzyć sondą prądową umieszczając jednoczenie przewód ochronny PE i trzy przewody fazowe zasilania przemiennika częstotliwości (rys. 7a).

Wysokoczęstotliwościowe prądy doziemne nie wywołują siły elektromotorycznej prądowego przekładnika sumującego (cewka Ferrantiego), która powodowałaby zadziałanie wyłącznika różnicowoprądowego. Przekładnik sumujący wyłącznika różnicowoprądowego o charakterystyce I_DA1 (rys. 8.) jest „przeźroczysty” dla prądów o częstotliwościach powyżej 400 Hz i kształcie fali prostokątnej (napięcie zaburzeń wspólnych falownika MSI przy M = 0, rys. 4a). Wyłącznik różnicowoprądowy o charakterystyce I_DA2 (rys. 8.) nie da się zastosować w napędach z ekranowanymi kablami silnikowymi, bo prąd doziemny w normalnych warunkach pracy napędu jest wielokrotnie większy niż prąd zadziałania wyłącznika.

Podsumowanie

Stosowanie wyłącznika różnicowoprądowego w napędzie przemiennikiem częstotliwości jako zabezpieczenia przed prądami doziemnymi, niezależnie od ich typu AC, A czy B, nie jest rozwiązaniem skutecznym, a wręcz może uniemożliwić pracę napędu. Zwraca uwagę na ten problem też autor badań przedstawionych [5, 6]. Wysokoczęstotliwościowe prądy doziemne o wartości kilku amperów występują w napędach z przemiennikami częstotliwości z długimi ekranowanymi kablami silnikowymi. Duże prądy doziemne są także w napędach z przemiennikami częstotliwości, gdzie są długie nieekranowane kable silnikowe i które biegną wzdłuż uziemionych konstrukcji metalowych lub w uziemionych metalowych korytach kablowych.

Wyłączniki różnicowoprądowe typu AC stosowane w napędach z przemiennikami częstotliwości chronią jedynie przed rezystancyjnym zwarciem doziemnym obwodów zasilania przemiennika częstotliwości napięciem transformatora. Wysokoczęstotliwościowy prąd doziemny płynący przez prądowy przekładnik sumujący (od transformatora do przemiennika częstotliwości, rysunek 1.), nie zakłóca pracy wyłącznika różnicowoprądowego i prawidłowo identyfikuje on zwarcia doziemne napięć transformatora.

Problemem o znaczeniu gospodarczym są wyłączenia napędów z przemiennikami częstotliwości na skutek przypadkowego zadziałania wyłącznika różnicowoprądowego. W czasie przeprowadzanych badań takie przypadkowe zadziałanie wyłącznika różnicowoprądowego wystąpiło kilka razy. Brak wykwalifikowanych służb w małych zakładach produkcyjnych (piekarnie, chłodnie, rozlewnie, itp.) uniemożliwia szybką identyfikację przyczyny zadziałania wyłącznika różnicowoprądowego i jego ponowne włączenie, tj. gdy wystąpi zadziałanie przypadkowe. Sytuacja przypadkowego zadziałania wyłącznika różnicowoprądowego sporadycznie pojawia się, gdy oddziaływają na niego wysokoczęstotliwościowe prądy doziemne. Producenci nie badają właściwości wyłączników różnicowoprądowych dla takich warunkach pracy [6]. Autor zaleca, że jeśli jest to tylko możliwe, to nie należy stosować wyłączników różnicowoprądowych w napędach z przemiennikami częstotliwości. Nie ma też norm zalecających stosowanie wyłączników różnicowoprądowych w przemysłowych napędach z przemiennikami częstotliwości.

Literatura:

1. Czapp S, Musiał E. Wyłączniki różnicowoprądowe. Przegląd i Charakterystyka współczesnych konstrukcji. SEP INPE, Nr 109-110, 2008
2. Suwankawin S., Pairodamonchai P., Sangwongwanich S., Sukhapap Ch. Destruction by Charge Current and Its Solution for PWM Inverter Feeding Multiple Motors Through Long Cables. Industry Applications Conference, 14’th IAS Annual Meeting, 2005
3. Hongfei Ma, D ianguo Xu, Lijie Miao Suppression Techniques of Common-Mode Voltage Generated by Voltage Source PWM Inverter. Power Electronics and Motion Control Conference, IPEMC, 2004.
4. Adabi J., Zare F., Ledwich G., Ghosh A. Leakage Current and Common Mode Voltage Issues in Modern AC Drive Systems. Power Engineering Conference, AUPEC, 2007
5. Czapp S. Wybrane problemy instalacyjne przy stosowaniu wyłączników różnicowoprądowych. SEP INPE, Nr 141-142, 2011
6. Czapp S. Działanie wyłączników różnicowoprądowych przy podwyższonej częstotliwości prądu różnicowego. Elektroinfo 10/2008
7. DANFOSS :Instrukcja serwisowa VLT5000_6000 - MS.56.A1.02, 2002
8. Szymański J. Ochrona przed skutkami zwarć doziemnych w napędach z elektronicznymi przemiennikami częstotliwości. Elektroinfo 10/2009
9. HELUKABEL Catalogue Cables and Wires - TOPFLEX® -EMV-2YSLCY-J, 2012

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!