Dobór przewodów do zasilania urządzeń, które muszą funkcjonować w czasie pożaru (część 1.)

Praktyka dochodzeń popożarowych wykazuje, że pozornie dobrze dobrane przewody, zgodnie z wymaganiami norm przedmiotowych i obwiązujących przepisów techniczno-prawnych, nie spełniają swojej funkcji. Nieuwzględnienie wzrostu rezystancji przewodu powodowanej wysoką temperaturą powstającą podczas pożaru powoduje dostarczanie do zasilania urządzeń ppoż. energii elektrycznej o złych parametrach i może skutkować wyeliminowaniem ich funkcji.

Podczas pożaru wskutek wysterowania przeciwpożarowego wyłącznika prądu urządzenia elektryczne powszechnego użytku zostają wyłączone spod napięcia. W budynku, w którym zostały zainstalowane urządzenia ppoż., niedopuszczalne jest ich wyłączenie w czasie pożaru. Urządzenia te należy zasilać sprzed wyłącznika ppoż. oraz zadbać o wysoką niezawodność dostaw energii elektrycznej do ich zasilania. Do urządzeń tych należy zaliczyć:

• pompy pożarowe,
• oświetlenie awaryjne,
• windy dla ekip ratowniczych,
• systemy wentylacji pożarowej,
• dźwiękowy system ostrzegania (DSO).

W odniesieniu do obwodów zasilających urządzenia elektryczne funkcjonujące w czasie pożaru proces nagrzewania przebiega znacznie szybciej niż podczas normalnej eksploatacji i jest spowodowany głównie wskutek działania wysokiej temperatury powstającej w czasie pożaru. W czasie pożaru powstaje wysoka temperatura, która oddziałuje na przewody zasilające powodując degradację izolacji oraz wzrost rezystancji przewodu. Przyrost temperatury jest znacznie wyższy niż w warunkach normalnej eksploatacji, a ograniczenie jej skutków jest praktycznie możliwe.

Wskutek działania wysokiej temperatury kable i przewody zasilające urządzenia ppoż. funkcjonujące w czasie pożaru muszą charakteryzować się odpowiednią odpornością na działanie temperatury oraz właściwym przekrojem, przy którym zostanie spełniony warunek spadku napięcia oraz zachowana zostanie skuteczna ochrona przeciwporażeniowa. Oprócz właściwej klasy odporności ogniowej należy zadbać o właściwy dobór przekroju. Powszechnie akceptowalne zasady doboru przewodów przeznaczonych do zasilania urządzeń elektrycznych mogą prowadzić do błędnych wyników.

Wzrost rezystancji przewodów spowodowany wzrostem temperatury może stać się przyczyną błędnego działania urządzeń elektrycznych oraz nieskutecznej ochrony przeciwporażeniowej. Spośród dostępnych środków ochrony przeciwporażeniowej przy uszkodzeniu, w obwodach zasilających urządzenia elektryczne, których funkcjonowanie jest konieczne w czasie pożaru, powszechnie stosowane jest samoczynne wyłączenie w czasie nie dłuższym niż określony w normie PN-HD 60364-4-41:2009 Instalacje elektryczne niskiego napięcia. Ochrona dla zapewnienia bezpieczeństwa. Ochrona przed porażeniem elektrycznym.

Przebieg pożaru w budynku zależy od wielu czynników, do których należy zaliczyć między innymi gęstość obciążenia ogniowego, która jest uzależniona od rodzaju i masy zgromadzonych w budynku materiałów palnych oraz zgromadzonych materiałów palnych w przypadku budynków zaliczonych do kategorii zagrożenia ludzi (ZL), zdefiniowanych w Rozporządzeniu Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 roku w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie [5]. Zgodnie z normą PN-B 02852:2001 Obliczanie gęstości obciążenia ogniowego oraz wyznaczanie względnego czasu trwania pożaru, gęstość obciążenia ogniowego jest to energia cieplna, wyrażona w megadżulach, która może powstać przy spaleniu materiałów palnych znajdujących się w pomieszczeniu, strefie pożarowej lub składowisku materiałów stałych, przypadająca na jednostkę powierzchni tego obiektu, wyrażona w metrach kwadratowych.

Gęstość obciążenia ogniowego w megadżulach na metr kwadratowy należy obliczać według wzoru:

gdzie:

n – liczba rodzajów materiałów palnych znajdujących się w pomieszczeniu strefie pożarowej lub na składowisku, w [-],

G_i – masa i-tego materiału, w [kg],

F – powierzchnia rzutu poziomowego pomieszczenia strefy pożarowej lub składowiska, w [m²],

Qci – ciepło spalania i-tego materiału zgodnie z normą PN-B 02852:2001 Obliczanie gęstości obciążenia ogniowego oraz wyznaczanie względnego czasu trwania pożaru, w [M/kg].

Pomimo indywidualnego przebiegu pożaru w zależności od miejsca jego wystąpienia, opracowane zostały wykresy „temperatura – czas” modelujące przebiegi niektórych rodzajów pożarów. Zgodnie z normą EN 1363-2:1999 [22], zostały zdefiniowane następujące krzywe „temperatura – czas” symulujące przebieg pożarów w pomieszczeniach:

• krzywa normowa,
• krzywa węglowodorowa,
• krzywa zewnętrzna,
• krzywe parametryczne,
• krzywe tunelowe.

Najbardziej znana jest krzywa normowa „temperatura – czas” obrazująca pożary celulozowe, która jest powszechnie stosowana w badaniach ogniowych budynków. Krzywą tę opisuje następujące równanie [14]:

gdzie:

T – temperatura, w [°C],

t – czas, w [min].

Przykład krzywej normowej odzwierciedlającej rozwój temperatury w pożarach celulozowych, czyli w pożarach, w których paliwem jest głównie drewno i materiały drewnopodobne, przedstawiono na rysunku 1.

Podczas pożaru w budynku temperatura po około 30 minutach od chwili jego zainicjowania osiąga średnio wartość około 800° C i wykazuje nieznaczne tendencje wzrostowe wraz z upływem czasu trwania pożaru:

• po 30 minutach temperatura osiąga ok. 822°C,
• po 60 minutach temperatura osiąga ok. 928°C,
• po 90 minutach temperatura osiąga ok. 955°C.

Szczególną grupę pożarów stanowią pożary w tunelach komunikacyjnych, które jako budowle odróżnia:

• długość, która jest niewspółmiernie wielka w porównaniu z pozostałymi wymiarami tunelu,
• wentylacja pożarowa zależna od długości tunelu,
• znikome odprowadzanie ciepła na zewnątrz.

Wskutek znikomego odprowadzania ciepła na zewnątrz temperatury pożarowe osiągają najwyższe wartości ze wszystkich pożarów w obiektach budowlanych.

Pożary te są symulowane przez krzywe tunelowe:

• niemiecką RABT,
• holenderską Rijkswaterstaat.

Przebiegi obydwu krzywych przedstawia rysunek 2.

Pod działaniem tak wysokiej temperatury powszechnie stosowane przewody instalacji elektrycznej ulegają zniszczeniu, przez co do zasilania urządzeń przeciwpożarowych należy stosować kable i przewody przeznaczone do pracy w wysokiej temperaturze. Do podtrzymania podstawowych funkcji instalacji elektrycznej w przypadku pożaru są stosowane specjalne kable odporne na działanie wysokiej temperatury. W zależności od wymaganego minimalnego czasu zasilania urządzeń elektrycznych w czasie pożaru – odpowiednio 30, 60, 90 minut – mogą one mieć różne klasy podtrzymania funkcji E30, E60 i E90 (wg DIN VDE 4102 cz. 12) [3] lub klasy odporności ogniowej PH15, PH30, PH60, PH90 (wg PN-EN-50200) [4].

Kable (przewody) te należy stosować w instalacjach bezpieczeństwa obiektów o podwyższonych wymaganiach przeciwpożarowych, takich jak: budynki handlowe, hotele, kina, teatry, szpitale, muzea, centra przetwarzania danych, centrale telefoniczne, banki, dworce lotnicze, do których zaliczyć można jeszcze m.in. elektrownie, kopalnie, stocznie i tunele. Dokładne wymagania w zakresie czasu funkcjonowania urządzeń przeciwpożarowych w czasie pożaru określa Rozporządzenie Ministra Infrastruktury w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie (DzU nr 75/2002, poz. 690, z późniejszymi zmianami – ostatnia z dnia 12 marca 2009 r.: DzU nr 56/2009, poz. 461) [5].

Przewody zasilające urządzenia ppoż. należy instalować powyżej urządzeń tryskaczowych z uwagi na to, że pod działaniem wody w krótkim czasie (około 30 minut) tracą one właściwości izolacyjne [17]. Dobierane przewody do zasilania urządzeń ppoż. muszą spełniać wymagania minimalnej wytrzymałości mechanicznej, długotrwałej obciążalności prądowej i przeciążalności, odporności na nagrzewanie przez prądy zwarciowe, spadku napięcia oraz samoczynnego wyłączenia podczas zwarć zgodnie z aktualnymi zasadami wiedzy technicznej.

Zgodnie z prawem Wiedemanna – Franza (prawo odkryte doświadczalnie w 1853 roku przez niemieckich fizyków: Gustawa Wiedemanna i Rudolpha Franza), stosunek przewodnictwa cieplnego i przewodnictwa elektrycznego w dowolnym metalu jest wprost proporcjonalny do temperatury i stałej Lorentza:

gdzie:

γ – konduktywność przewodnika, w [m/(Ω·mm²)],

λ – współczynnik przewodności cieplnej przewodnika, w [W/(m·K)],

L – stała Lorentza (L=2,44·10^–8 W·Ω·K^–2),

T – temperatura przewodnika, w [K].

Wraz ze wzrostem temperatury powstaje wzrost przewodnictwa cieplnego i spadek przewodnictwa elektrycznego.

W temperaturze nie wyższej od 200°C zmiany rezystancji przewodów można opisać liniową zależnością [12]:

gdzie:

R₂₀ – rezystancja przewodu w temperaturze 20°C, w [Ω],

α – pierwszy współczynnik temperaturowy rezystancji w temperaturze 20°C, w [1/K],

ΔT=T_k – 20 – różnica temperatur, w [°C],

T_k – temperatura końcowa, w [°C].

W temperaturach wyższych niż 200°C zależność opisująca rezystancję przewodu w określonej temperaturze staje się nieliniowa i wyraża następującym wzorem [13, 21]:

gdzie:

– drugi współczynnik temperaturowy rezystan cji w temperaturze 20°C, (w odniesieniu do metali stosowanych do budowy przewodów elektrycznych β₂₀=10^–6 K^–2 [21]), w [1/K²].

Dla celów praktycznych wartość rezystancji przewodnika w temperaturze wyższej niż 20°C może zostać przedstawiona w następującej postaci [35]:

gdzie:

R_Tk – rezystancja przewodu w temperaturze Tk, w [Ω],

T_k – temperatura końcowa, w której oblicza się rezystancję przewodu RTk, w [K],

R₂₀ – rezystancja przewodu w temperaturze 20°C, w [Ω].

W tym miejscu należy zwrócić uwagę na nagrzewanie przewodu przez przepływający przez niego prąd. Przyrost temperatury przewodu powodowany przepływem prądu obciążenia występującego w normalnych warunkach eksploatacji oraz prądu zwarciowego, który płynie w warunkach zakłóconych, powodują wzrost rezystancji przewodu. Dopuszczalne przyrosty temperatury wywołane przepływem prądu zostały określone w normach przedmiotowych.

Dla celów praktycznych w odniesieniu do instalacji elektrycznych nn, przy obliczaniu spodziewanych prądów zwarć jednofazowych, które służą do oceny skuteczności samoczynnego wyłączenia podczas zwarć jednofazowych z ziemią przy zasilaniu w układzie TN, należy korzystać z następującego wzoru:

gdzie:

U₀ – napięcie fazowe pomiędzy przewodem fazowym a uziemionym przewodem ochronnym (PE) lub ochronno-neutralnym (PEN), w [V],

R_k – rezystancja obwodu zwarciowego, w [Ω],

X_k – reaktancja obwodu zwarciowego, w [Ω],

I_a – prąd wyłączający zabezpieczenie w czasie określonym w normie PN-HD60364-4-41:2009.

W normie PN-HD 60364-4-41:2009 Instalacje elektryczne niskiego napięcia. Część 4-41: Ochrona dla zapewnienia bezpieczeństwa. Ochrona przed porażeniem elektrycznym zostały jednoznacznie określone dopuszczalne czasy wyłączenia zasilania podczas zwarć doziemnych jednofazowych. Najbardziej ostre wymagania w odniesieniu do czasu wyłączenia norma określa w odniesieniu do układu zasilania TT. Czasy te są o połowę krótsze od największych dopuszczalnych czasów określonych dla układów zasilania TN (TN-S, TN-C-S, TN-C (tab. 1.); wyczerpujące informacje w tym zakresie zamieszczono w literaturze [16, 32]).

Z tego względu jedynym skutecznym zabezpieczeniem przed porażeniem realizowanym przez samoczynne wyłączenie w układzie zasilania TT jest wyłącznik różnicowoprądowy, który nie nadaje się do zabezpieczania urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru (problem ten zostanie wyjaśniony w II części artykułu, która zostanie opublikowana w kolejnym numerze „elektro. info”). Sytuacja ta powoduje, że układ zasilania TT nie nadaje się do zasilania urządzeń elektrycznych, które muszą funkcjonować w czasie pożaru.

Występujący we wzorze (6) współczynnik 0,8 uwzględnia wzrost rezystancji przewodu spowodowany przepływem prądu zwarciowego. Współczynnik ten nie znajduje uzasadnienia przy obliczaniu spodziewanego prądu zwarcia jednofazowego w odniesieniu do urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, z uwagi na silny wzrost rezystancji spowodowany działaniem temperatury powstającej podczas pożaru. W odniesieniu do urządzeń ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru przy zasilaniu w układzie TN, spodziewany prąd zwarcia jednofazowego należy obliczać z nieco innej postaci wzoru (6):

gdzie:

k_p – współczynnik wzrostu rezystancji przewodu powodowanej działaniem temperatury określony wzorem (5), w [-].

Wzrost rezystancji przewodów spowodowany działaniem temperatury pożarowej oprócz problemów z uzyskaniem skutecznej ochrony przeciwporażeniowej powoduje również wzrost spadków napięć. Na rysunku 3. przedstawiono zmienność rezystancji funkcji temperatury obliczonej z wykorzystaniem wzorów (3), (4) oraz (5).

Przykład 1.

Należy obliczyć, ile wzrośnie temperatura przewodu zasilającego pompę pożarową, jeżeli temperatura otoczenia wzrośnie do wartości:

zatem:

Rezystancja przewodu podczas pożaru wzrośnie 4,5-krotnie, co pociągnie za sobą wzrost spadku napięcia oraz pogorszenie warunków zwarciowych. Na rysunku 4. przedstawiono przykładowy przebieg nagrzewania izolacji, oraz żyły przewodu miedzianego. Widoczna zwłoka nagrzewania się przewodnika jest skutkiem termoizolacyjnego działania izolacji przewodu.

W początkowej fazie rozwoju pożaru temperatura przewodnika jest nieco niższa od temperatury izolacji i wraz z upływem czasu rośnie, uzyskując po pewnym czasie temperaturę izolacji, która w praktyce równa jest temperaturze otoczenia.

W przypadku rozwoju pożaru zgodnie z krzywą normową, po 30 minutach od chwili jego zainicjowania w pomieszczeniu temperatura przewodnika oraz izolacji posiadają taką samą wartość.

Przedstawiona charakterystyka nagrzewania przewodu dowodzi, że izolacja posiada nieznaczny wpływ na temperaturę przewodnika powodowaną wysoką temperaturą pożaru. Przy doborze przewodów zasilających urządzenia ppoż., które muszą funkcjonować w czasie pożaru, należy uwzględnić wzrost ich rezystancji spowodowany wzrostem temperatury pożarowej, który znacząco wpływa na wymagany przekrój przewodu wyznaczany z warunku spadku napięcia oraz warunku samoczynnego wyłączenia zasilania podczas zwarć doziemnych. Warto wspomnieć, że tego problemu nie poruszają normy przedmiotowe dotyczące doboru przewodów w instalacjach elektrycznych.

Wprawdzie w odniesieniu do każdego pomieszczenia w budynku można tworzyć krzywe pożarowe parametryczne, które będą przedstawiały spodziewany wzrost temperatury indywidualnie dla każdego z pomieszczeń, w zależności od zgromadzonych w nim materiałów palnych, to z uwagi na bezpieczeństwo i często szybki rozwój pożaru należy przyjmować wymagania wynikające z krzywych określonych w normie EN 1363-2:1999 [22].

Krzywe pożarowe „temperatura – czas”, określone w wymienionej normie, przedstawiają warunki ekstremalne i dlatego takie warunki należy rozpatrywać w odniesieniu do urządzeń ppoż. które muszą funkcjonować w czasie pożaru.

Największe problemy pojawiają się w obwodach zasilających pompy pożarowe napędzane silnikami elektrycznymi lub inne urządzenia ppoż. charakteryzujące się dużymi prądami rozruchowymi. Silniki elektryczne podczas rozruchu pobierają znacznie większy prąd niż wartość prądu znamionowego. Do napędu pomp pożarowych stosuje się silniki indukcyjne klatkowe z uwagi na ich prostą konstrukcję oraz wysoką niezawodność. Zwykłe silniki klatkowe charakteryzują się dużymi prądami rozruchowymi, wynoszącymi (5–7,5)·In, co powoduje, że w normalnych warunkach eksploatacji dla silników klatkowych o mocach większych niż 5,5 kW stosuje się układy rozruchowe.

Silnik indukcyjny klatkowy charakteryzuje się dużymi prądami rozruchowymi oraz zmiennym współczynnikiem mocy, którego wartość zależy od obciążenia. Charakterystykę prądu rozruchowego silnika indukcyjnego klatkowego przedstawia rysunek 5. Natomiast zależność zmian współczynnika mocy od obciążenia silnika cosϕ=f(P/P_n) przedstawia rysunek 6.

Podczas rozruchu nieobciążonego silnika pojawia się mała wartość jego współczynnika mocy oraz znaczny prąd rozruchowy, przez co spadek napięcia w obwodzie zasilającym silnik podczas rozruchu jest znacznie większy niż w warunkach normalnej pracy.

Spadek ten będzie tym większy, im większa będzie moc zasilanego silnika. Zatem należy sprawdzić dobrane przewody w obwodach zasilających silniki pod kątem, czy nie zostanie przekroczona dopuszczalna wartość spadku napięcia.

Nadmierny spadek napięcia na zaciskach silnika może spowodować jego utknięcie. Moment obrotowy silnika jest proporcjonalny do kwadratu napięcia zasilającego zgodnie z następującą zależnością [4]:

Zgodnie ze wzorem (8) zmniejszenie napięcia zasilającego zaledwie o 10% powoduje zmniejszenie momentu o 19% [M=c(0,9·U_n² )=c(0,81·U_n² )]. Każde odchylenie napięcia zasilającego (zmiana wartości) napięcia od napięcia znamionowego powoduje zmianę momentu silnika, zgodnie z zależnością:

gdzie:

c – stała silnika, w [-],

M – moment obrotowy silnika, w [Nm],

M_n – moment znamionowy, w [Nm],

U – napięcie zasilające, w [V],

U_n – napięcie znamionowe, w [V].

Charakterystyki momentu obrotowego indukcyjnego silnika klatkowego dla różnych wartości napięcia zasilającego przedstawia rysunek 7.

Wspomniane wcześniej silniki o mocy większej od 5,5 kW w normalnych warunkach wymagają przełącznika gwiazda – trójkąt. Rozruch silnika odbywa się przy połączeniu uzwojeń w gwiazdę, co skutkuje zmniejszeniem momentu silnika do wartości 1/3 momentu znamionowego. W przypadku, gdy silnik napędza urządzenie będące pod działaniem momentu oporowego, musi zostać spełniony następujący warunek:

gdzie:

M_b – moment oporowy, w [Nm],

M_n – moment znamionowy silnika, w [Nm].

Niespełnienie tego warunku spowoduje, że silnik nie ruszy, a w konsekwencji spaleniu ulegną jego uzwojenia.

Wprawdzie rozruch silnika przy połączeniu uzwojeń w gwiazdę powoduje mniejszy pobór prądu, ale zmniejszony trzykrotnie moment silnika może okazać się niewystarczający do skutecznego rozruchu obciążonej pompy, której rozruch należy uznać za ciężki i rzadki z uwagi na przeznaczenie oraz uruchamianie jej przy pełnym momencie oporowym.

W przypadku pomp pożarowych stosowanie przełącznika gwiazda – trójkąt ze względu na warunek (9) nie znajduje uzasadnienia.

Stosowanie rozruchu silników z wykorzystaniem przełącznika gwiazda – trójkąt w odniesieniu do napędu dźwigów również nie znajduje uzasadnienia ze względu na warunki obciążenia oraz częstość rozruchu. Do napędu dźwigów nie nadają się również zwykłe silniki indukcyjne. Wykresy prądów i momentów silnika indukcyjnego klatkowego przy połączeniu uzwojeń stojana w gwiazdę oraz trójkąt zostały przedstawione na rysunku 8.

Widoczne na rysunku 8. zmniejszenie momentu silnika przy połączeniu uzwojeń stojana w gwiazdę powoduje, że rozruch obciążonego momentem Mb silnika klatkowego z wykorzystaniem przełącznika gwiazda – trójkąt może być stosowany tylko dla rozruchów lekkich, co oznacza, że musi zostać spełniony warunek określony wzorem (9). Z uwagi na problemy, jakie pojawiają się przy rozruchu silników obciążonych momentem hamującym, zostały określone rodzaje rozruchu silników w zależności od wartości momentu hamującego (tab. 2.).

Znacznie mniejsze prądy rozruchowe posiadają silniki indukcyjne głębokożłobkowe lub silniki indukcyjne dwuklatkowe, które są przystosowane do rozruchu bezpośredniego. Silniki te charakteryzuje również większy moment rozruchowy w stosunku do silników indukcyjnych klatkowych w wykonaniu tradycyjnym. Przykładowe przebiegi prądu i momentu rozruchowego silnika głębokożłobkowego oraz silnika dwuklatkowego w funkcji poślizgu przedstawia rysunek 9.

Silniki te posiadają duży moment rozruchowy i płaską charakterystykę mechaniczną. Płaski i stabilny przebieg momentu powoduje, że przy momencie M=const, rozruch odbywa się ze stałym przyspieszeniem w przeciwieństwie do zwykłych silników klatkowych. Przedstawione na rysunku 8. charakterystyki momentu rozruchowego pokazują, że najbardziej do rozruchu bezpośredniego przy pełnym obciążeniu nadaje się silnik dwuklatkowy, który jest powszechnie wykorzystywany do napędu dźwigów. W obwodzie zasilającym silnik spadek napięcia podczas rozruchu w zależności od rodzaju rozruchu nie może przekroczyć wartości określonych w tabeli 3.

Wymagany przekrój przewodów zasilających silnik pompy pożarowej można wyznaczyć ze wzorów, w których został uwzględniony współczynnik wzrostu rezystancji przewodu spowodowany działaniem temperatury pożarowej:

– podczas rozruchu:

– w stanie pracy ustalonej:

gdzie:

ΔU_r% – dopuszczalny spadek napięcia przy rozruchu silnika, w [%] (zgodnie z tabelą 3. należy przyjmować wartość 10%),

ΔU_% – dopuszczalny spadek napięcia w warunkach ustalonych, w [%] (zgodnie z PN-IEC 60364 wartość spadku napięcia liczona od złącza nie może przekraczać 4%, N SEP-E-002 zaleca nie przekraczać wartości 3% od miejsca przyłączenia w rozdzielnicy),

l – długość linii zasilającej, w [m],

U_n – napięcie znamionowe silnika, w [V],

cosϕ_r – współczynnik mocy silnika podczas rozruchu, w [-],

cosϕ_n – znamionowy współczynnik mocy silnika, w [-],

X=x'·l – reaktancja przewodu (linii) zasilającej, w [Ω],

– jednostkowa reaktancja przewodów, przyjmowana jako:

a) dla linii kablowych [16]:

• U<1 kV: x'=0,08, w [Ω/km],
• U≥1 kV: x'=0,1, w [Ω/km],

b) dla instalacji nn [20]:

• układanych w rurze stalowej: 0,15, w [Ω/km],
• układanych bez rury: 0,15, w [Ω/km],

I_r – prąd rozruchowy silnika, w [A],

k_p – współczynnik poprawkowy uwzględniający wzrost rezystancji przewodu spowodowany działaniem temperatury, zgodnie z tabelą 1. (zamieszczoną w II części artykułu), w [-],

γ – konduktywność przewodu zasilającego, w [m/(Ω·mm²).

Podobne zależności obowiązują dla innych urządzeń o dużym prądzie rozruchowym. W przypadku odbiorników jednofazowych wzory (10) oraz (10a) otrzymują następujące postacie:

– podczas rozruchu urządzenia:

– w warunkach pracy ustalonej:

W przypadku, gdy reaktancja przewodów jest pomijalnie mała, co ma miejsce dla przewodów o przekroju S_Cu≤50 mm² lub S_Al≤70 mm² [15], wzory na wymagany przekrój przewodów ze względu na spadek napięcia upraszczają się do postaci odpowiednio:

– dla obwodu jednofazowego:

gdzie:

U_nf – fazowe napięcie nominalne, w [V],

– dla obwodu trójfazowego:

Dobrany przewód do zasilania urządzeń ppoż. wymaga zabezpieczenia zgodnie z ogólnie przyjętymi zasadami zabezpieczeń przewodów z zastrzeżeniem, że są to obwody bezpieczeństwa, które wymagają zwiększonej niezawodności. Zatem należy zminimalizować możliwość zbędnych zadziałań instalowanych zabezpieczeń. Nie należy w tych obwodach stosować zabezpieczeń różnicowoprądowych oraz zabezpieczeń przeciążeniowych działających na wyłączenie. Prądy znamionowe lub nastawcze zabezpieczeń zwarciowych należy zawyżyć o jeden stopień w stosunku do wartości przyjmowanych w zwykłych obwodach.

Dobierane zabezpieczenia w obwodach ppoż. muszą charakteryzować się małymi czasami zadziałania ze względu na czułość zabezpieczenia z jednoczesnym dużym czasem działania ze względu na wymaganą ciągłość zasilania. Zabezpieczenia te nie mogą powodować wyłączenia zasilania wskutek działania prądów rozruchowych lub innych zwiększonych prądów wynikających z normalnego użytkowania z jednoczesnym zachowaniem wybiórczości.

Literatura

1. E. Skiepko, Instalacje elektryczne funkcjonujące w czasie pożaru, materiały 40. jubileuszowej konferencji KRGEB, Warszawa, 17 maja 2007 r.
2. Rozporządzenie Ministra Spraw Wewnętrznych i Administracji z dnia 21 kwietnia 2006 r. w sprawie ochrony przeciwpożarowej budynków, innych obiektów budowlanych i terenów (DzU nr 80, poz. 563, z późniejszymi zmianami).
3. DIN 4102-12 Zachowanie się materiałów i elementów budowlanych pod wpływem ognia. Podtrzymywanie funkcji urządzeń w czasie pożaru. Wymagania i badania.
4. PN-EN 50200 Metoda badania palności cienkich przewodów i kabli bez ochrony specjalnej stosowanych w obwodach zabezpieczających.
5. Rozporządzenie Ministra Infrastruktury z dnia 12 kwietnia 2002 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie (DzU 75/2002, poz. 690, z późniejszymi zmianami).
6. PN-IEC 60364-4-473:1999 Instalacje elektryczne w obiektach budowlanych. Ochrona dla zapewnienia bezpieczeństwa. Stosowanie środków zapewniających bezpieczeństwo. Środki ochrony przed prądem przetężeniowym.
7. Praca zbiorowa pod red. dr. inż. Jana Strzałki, Instalacje elektryczne i teletechniczne – poradnik montera i inżyniera elektryka, Verlag Dashofer, Warszawa 2001.
8. Informator techniczny TECHNOKABEL 2007.
9. S. Niestępski, J. Pasternakiewicz, T. Wiśniewski, M. Parol, Projektowanie sieci elektroenergetycznych. Instalacje elektryczne, OWPW, Warszawa 2002.
10. Poradnik inżyniera elektryka, t. 3, WNT, Warszawa 1997.
11. S. Januszewski, A. Pytlak, M. Rosnowska-Nowaczyk, H. Świątek, Napęd elektryczny, WSiP, Warszawa 1994.
12. Z. Celiński, Materiałoznawstwo elektrotechniczne, OWPW, Warszawa 1998.
13. H. Linder, Zbiór zadań z elektrotechniki, cz. 1. Prąd stały – obwody, COSiW SEP, Warszawa 2004.
14. M. Abramowicz, R.G. Adamski, Bezpieczeństwo pożarowe budynków, cz. 1, SGSP, Warszawa 2002.
15. N SEP-E-002 Instalacje elektryczne w obiektach budowlanych. Instalacje elektryczne w obiektach mieszkalnych. Podstawy planowania.
16. J. Wiatr, M. Orzechowski, Poradnik projektanta elektryka. Podstawy zasilania budynków mieszkalnych, użyteczności publicznej i innych obiektów nieprzemysłowych w energię elektryczną, wyd. 4, DW MEDIUM, Warszawa 2010.
17. Paradowska-Rychlik, Referat marketingowy Zakładów Kablowych Bitner, konferencja szkoleniowa „Bezpieczeństwo instalacji elektrycznych”, 30 września 2008, SGSP, Warszawa – materiały konferencyjne.
18. E. Musiał, Obciążalność cieplna oraz zabezpieczenia nadprądowe przewodów i kabli, „INPE” nr 107, sierpień 2008.
19. H. Markiewicz, Instalacje elektryczne, WNT, Warszawa 1996.
20. J. Laskowski, Poradnik elektroenergetyka przemysłowego, COSiW SEP, Warszawa 1996.
21. T. Cholewicki, Elektrotechnika teoretyczna, t. 1, WNT, Warszawa 1973.
22. EN 1363:1999-2 Fire resistance test. Part 2. Alternative and additional procedures.
23. PN-B-02852:2001 Ochrona przeciwpożarowa budynków. Obliczanie obciążenia ogniowego oraz wyznaczanie względnego czasu trwania pożaru.
24. J. Wiatr, Zespoły prądotwórcze w układach zasilania awaryjnego budynków, wyd. 2, DW MEDIUM, Warszawa 2009.
25. Praca zbiorowa pod redakcją J. Wiatra, Poradnik projektanta elektryka systemów zasilania awaryjnego i gwarantowanego, EATON Powering Business Worldwide, wyd. 2, Warszawa 2008.
26. PN-IEC 60364-5-523:2001 Instalacje elektryczne w obiektach budowlanych. Dobór i montaż wyposażenia elektrycznego. Obciążalność prądowa długotrwała przewodów.
27. PN-HD 60364-4-41:2009 Instalacje elektryczne niskiego napięcia. Część 4-41: Ochrona dla zapewnienia bezpieczeństwa. Ochrona przed porażeniem elektrycznym.
28. PN-HD 60364-5-54:2010 Instalacje elektryczne niskiego napięcia. Część 5-54: Dobór i montaż wyposażenia elektrycznego. Uziemienia, przewody ochronne i przewody połączeń ochronnych.
29. Katalog produktów firmy Moeller.
30. Katalog produktów firmy Legrand.
31. T. Marszałek, P. Głogowski, Systemy podtrzymania funkcji instalacji elektrycznych podczas pożaru zgodnie z normą DIN 4102-12, materiały konferencyjne IV Krajowej Konferencji „Inżynieria Elektryczna w Budownictwie”, Kraków, 22 października 2009.
32. A. Boczkowski, J. Wiatr, M. Orzechowski, Ochrona przeciwporażeniowa w instalacjach niskiego napięcia oraz dobór przewodów, oraz ich zabezpieczeń, DW MEDIUM, Warszawa 2010.
33. F. Łasak, Badania stanu technicznego instalacji niskiego napięcia.
34. Materiały konferencyjne Komisji Racjonalizacji Gospodarki Energetycznej w Budownictwie, 13-15 maja 2010, Karpicko k. Poznania.
35. www.leonardo-energy.org
36. Praca zbiorowa, Poradnik inżyniera elektryka, t. 3, WNT, Warszawa 1997.
37. J. Strzałka, J. Strojny, Projektowanie urządzeń elektroenergetycznych, UWND AGH, Kraków 2008.

Chcesz być na bieżąco? Zapisz się do naszego newslettera!