Pomiar impedancji pętli zwarciowej w obwodach zasilanych z UPS-ów typu online oraz zasada oceny skuteczności ochrony przeciwporażeniowej (część 2.)
Fault Loop Impedance Measurement in Circuits Fed by UPS and Principle of Safety Protection
Wyznaczanie impedancji pętli zwarciowej obwodu wyjściowego zasilacza UPS przez pomiar impedancji w dwóch punktach obwodu przy zamkniętym łączniku BR, rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Pomiar IPZ stanowi punkt wyjścia do oceny skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania w odpowiednim czasie [6]. Obecnie produkowane mierniki do pomiaru IPZ, mimo różnic w technice pomiarowej i algorytmie obliczeniowym, zazwyczaj wykonują pomiar w obwodach odbiorczych ze stosunkowo dużą dokładnością, a wyniki ich pomiarów różnią się od kilku do kilkunastu procent. Dzięki temu ocena skuteczności ochrony przeciwporażeniowej w obwodach odbiorczych jest właściwa mimo stosowania przyrządów różnych typów i producentów.
W przypadku obwodów zasilanych z UPS-ów przy zastosowaniu przyrządów wymuszających różne prądy probiercze w czasie badań stwierdzono znaczące różnice pomiaru IPZ, nawet powyżej 1000%. Na podstawie analizy stanów nieustalonych prądów i napięć w obwodach zasilanych z UPS ustalono przyczyny rozbieżności wyników pomiarów IPZ oraz ich wpływ na niezawodność systemów bezprzerwowego zasilania i ocenę skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania. Prawidłowy sposób wykonania pomiaru IPZ oraz jego ocena zależy od trybu pracy zasilacza UPS.
|
W artykule:
|
|
Streszczenie W artykule wskazano na istotny problem niejednoznaczności pomiaru impedancji pętli zwarciowej (IPZ) w obwodach zasilanych z zasilaczy UPS typu online (double conversion AC-DC-AC). Poprawnie zmierzona wartość impedancji pętli zwarciowej, na podstawie której wyznacza się spodziewany prąd zwarciowy, jest kluczowa w ocenie skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania i dopuszczeniu instalacji elektrycznej do eksploatacji. Wykonanie prób pomiarów impedancji pętli zwarciowej w obwodach zasilanych z UPS zgodnie z przyjętą metodyką, w różnych trybach pracy zasilacza, pozwoliło na zdefiniowanie zasad pomiaru, które ograniczają błąd w ocenie skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania. Na podstawie przeprowadzonych prób i analiz zaproponowano autorski algorytm wyznaczania impedancji pętli zwarciowej w obwodach zasilanych z UPS-a oraz opracowano i zweryfikowano w praktyce procedurę sprawdzania skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania w obwodach zasilanych z UPS-ów.
|
Pomiar IPZ podczas pracy w trybie podwójnego przetwarzania energii (AC-DC-AC) i aktywnego BE
Dla zwarć odległych (PRZYPADEK 1, Zs>Zlim) podczas pracy UPS w trybie podwójnego przetwarzania energii istotna jest impedancja pętli zwarciowej liczonej od zacisków UPS do punktu pomiaru IPZ. Z uwagi na fakt, że napięcie na wyjściu UPS jest stabilizowane z dokładnością do ±1%, impedancje falownika i obwodów przed zasilaczem, łącznie ze źródłem w postaci transformatora, nie mają znacznego wpływu na prąd zwarciowy, który dla takiego przypadku (Zs>Zlim) można opisać wzorem (1):
gdzie:
Zk2 – impedancja pętli zwarciowej, liczonej od zacisków UPS do punktu pomiaru,
UnUPS – znamionowe napięcie fazowe UPS dla pracy z falownika (typowo 230 V),
Iinv – prąd falownika, nie przekraczający zdolności przeciążeniowej UPS (typowo Iinv < 150% · InUPS).
W praktyce wyznaczenie wartości Zk2 umożliwia wykonanie dwóch pomiarów IPZ w sposób pokazany na rysunku 1.
Wartość Zk2 należy wyznaczyć jako różnicę zmierzonych wartości Zk2 = Z”– Z’ na zaciskach UPS oraz w badanym punkcie odległym od UPS. Oba pomiary należy wykonać przy zamkniętym łączniku BR (bypass ręczny serwisowy) zasilacza. Zamknięty łącznik BR eliminuje wpływ układów energoelektronicznych zasilacza na końcowy wynik pomiaru.
Rys. 1. Wyznaczanie impedancji pętli zwarciowej obwodu wyjściowego zasilacza UPS przez pomiar impedancji w dwóch punktach obwodu przy zamkniętym łączniku BR rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Zgodnie z analizą stanu zwarcia dla PRZYPADKU 2 (rys. 2 w części 1., „elektro.info” 10/2021) pomiar IPZ w trybie podwójnego przetwarzania energii nie ma uzasadnienia. Prąd w trakcie zwarcia w warunkach rzeczywistych nie będzie generowany przez falownik tylko popłynie od transformatora sieciowego przez załączony tyrystor BE do miejsca zwarcia. Aby wymusić stan pracy UPS z aktywnym torem bypassu elektronicznego, w celu poprawnego wykonania pomiaru IPZ, należy w MENU zasilacza ustawić tryb ECO lub inną dostępną dla użytkownika opcję aktywacji BE. Z przeprowadzonych badań z użyciem dwóch różnych zasilaczy UPS o mocy 30 kVA oraz 6 różnych przyrządów wymuszających prądy probiercze od 3 do 140 A uzyskano wyniki pomiarów IPZ dla zasilacza UPS w trybie aktywnego BE, które zestawiono z wynikami uzyskanymi w stanie zamkniętego łącznika BR (rys. 2.). Mierniki oznaczone od 1 do 6 wymuszały kolejno prądy: 3, 6, 6, 6, 20, 140 A. Wykonane pomiary IPZ przeprowadzono w stanie biegu jałowego zasilacza, tzn. bez obciążenia jego wyjściu. W warunkach rzeczywistych, kiedy dochodzi do uruchomienia zasilacza UPS pomiary IPZ w obwodach zasilanych z UPS często wykonuje się bez obciążenia. W takich warunkach stwierdzono, że wyniki zmierzonej IPZ, dla zasilacza ustawionego w trybie aktywnego BE, są znacząco wyższe w przypadku stosowania przyrządów wymuszających prądy na poziomie kilku A. Dla zamkniętego łącznika BR wyniki pomiarów IPZ, wykonywanych przyrządami 1÷6, różnią się maksymalnie 15%, natomiast dla trybu aktywnego BE prawie 400%. Pomiary IPZ przyrządem nr 6, który wymuszał prąd 140 A, pozwoliły dla analizowanego UPS uzyskać wynik najbliższy rzeczywistej wartości impedancji ZBE w stanie zwarcia. Zwiększanie obciążenia na wyjściu zasilacza UPS powodowało zmniejszanie się różnic w pomiarze IPZ między przyrządami i ich zbliżanie do wartości zmierzonej przez miernik 6 dla aktywnego BE. Różnica w pomiarze IPZ dla stanu zamkniętego BR i aktywnego BE przyrządem 6 była stosunkowo mała i wskazywała na obecność dodatkowej impedancji w torze BE (15 mΩ).
Na rysunku 3. przedstawiono zmierzoną impedancję BE, którego główną składową jest impedancja tyrystora Ztyrystor, w funkcji prądu obciążenia. Drugą charakterystykę Ztyrystor = f(I) wykonano przez aproksymację charakterystyki producenta It = f(Ut) dla zastosowanego w zasilaczu 30 kVA tyrystora SKKT 92B. Fakt pokrywania się obu charakterystyk potwierdza zjawisko zmiennej pod wpływem obciążenia impedancji tyrystora, której stosunkowa duża wartość (dochodząca do 0,7 Ω, rys. 3.) ma szczególne znaczenie przy niewielkich prądach probierczych wymuszanych przez przyrządy podczas pomiaru wykonywanego w stanie nieobciążonego zasilacza UPS. Im mniejszy prąd pomiarowy, tym większa zmierzona wartość IPZ przez miernik. Zaniżanie na tej podstawie wartości spodziewanego prądu zwarcia prowadzi do niewłaściwej oceny ochrony przeciwporażeniowej w obwodach zasilanych z UPS przez samoczynne wyłączenie zasilania. Zasilacze nieobciążone, obciążone niesymetrycznie (na przykład 50%, 30%, 2%) lub na poziomie kilku procent, co nie jest rzadkością w realnych warunkach eksploatacyjnych, uniemożliwiają dokonanie właściwego pomiaru IPZ. Większe prądy probiercze przyrządów wcale nie gwarantują prawidłowego wyniku pomiaru IPZ, jako że pomiar wykonany w obwodzie zasilanym przez UPS o mocy np. 1000 kVA, pracującym bez obciążenia, będzie obarczony błędem wynikającym z podwyższonej impedancji tyrystora BE dla prądu probierczego przyrządu, stanowiącego w tym przypadku kilka procent prądu znamionowego tyrystora ITRMS.
Poprawnie zmierzona wartość IPZ w trybie aktywnego toru BE jest zaledwie o kilka procent większa w stosunku do pomiaru przy zamkniętym łączniku BR. Przy rzeczywistym zwarciu w obwodzie zasilanym z UPS w stanie normalnej pracy (PRZYPADEK 2) przełączenie na tor BE oznacza przepływ prądu znacznie większego od prądu znamionowego tyrystora ITRMS. W takich warunkach impedancja tyrystora może osiągać od kilku do kilkudziesięciu m dla zdecydowanej większości produkowanych tyrystorów, używanych w zasilaczach UPS. Mając dostęp do danych producenta tyrystorów zainstalowanych w torze BE można wyznaczyć wzór (2) na impedancję Zs w dowolnym punkcie obwodu zasilanego z UPS, z której będzie wynikał spodziewany prąd zwarcia przy obecnym napięciu sieci zasilającej.
gdzie:
Zs – wyznaczona wartość IPZ w dowolnym punkcie obwodu zasilanego z UPS,
ZBR_ON_POMIAR – wartość zmierzonej IPZ w obwodzie zasilanym z UPS, w stanie zamkniętego BR zasilacza UPS, Ztyrystor WYZNACZONA – odczytana z charakterystyki Ztyrystor = Ut/It wartość impedancji tyrystora dla największej dostępnej wartości prądu. Impedancję Ztyrystor WYZNACZONA można odczytać z charakterystyki Ztyrystor = Ut/It przez aproksymację It = f(Ut) dla prądów maksymalnych widocznych na tej charakterystyce. W czasie zwarcia rzeczywistego, w linii zasilanej z UPS przez tor EB, popłyną prądy porównywalne lub znacząco większe od prądu znamionowego ITRMS tyrystora. Jeśli założyć wartość IPZ na wyjściu UPS, dla aktywnego toru BE, taką samą jak dla zamkniętego łącznika BR:
to popełnia się nieznaczny błąd prowadzący do zawyżania spodziewanego prądu zwarcia, co może prowadzić do niewłaściwej oceny ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania i dopuszczenia do eksploatacji instalacji systemu bezprzerwowego zasilania o wątpliwej niezawodności. W tabeli 1. przedstawiono wyniki pomiarów IPZ wykonanych 6 przyrządami w różnych trybach pracy zasilacza UPS i porównano je z wyliczoną wartością Zs według wzoru (2).
Rys. 2. Wyniki pomiarów IPZ zasilacza UPS o mocy 30 kVA dla trybu aktywnego toru BE oraz zamkniętego łącznika BR. Pod numerem porządkowym każdego miernika podano jego prąd probierczy wymuszany w czasie pomiarów. Mierniki 3 i 4 pochodzą od tego samego producenta rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Rys. 3. Charakterystyka Ztyrystor = f(I) wyznaczona przez aproksymację charakterystyki
It = f(Ut) oraz ZBE = f(I) obliczona jako różnica pomiarów IPZ przy aktywnym BE
oraz zamkniętym BR dla tyrystora SKKT 92, stanowiącego element wykonawczy
toru BE zasilacza 30 kVA rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Wyniki z tabeli 1. uśredniano na podstawie 3 kolejnych pomiarów, przeprowadzonych w tych samych warunkach. Zmierzone wartości Z1 różnią się od siebie ponad 10-krotnie dla różnych przyrządów. Pomiary wykonano podczas pracy w trybie podwójnego przetwarzania energii. W czasie pomiaru IPZ przyrządem nr 6 dochodziło do przełączenia zasilacza w tryb aktywnego BE, co prezentuje rysunek 4.
Wartość 478 mΩ zmierzona przez miernik 6 odpowiada wartości, wynikającej ze stanów nieustalonych w trakcie pomiaru, ale na podstawie tak zmierzonej wartości nie sposób wyciągnąć jakichkolwiek wniosków i na ich podstawie dokonać właściwej oceny skuteczności ochrony przeciwporażeniowej.
Podobne wartości IPZ do zmierzonej Z1 uzyskano w trybie pracy z baterii, za wyjątkiem przyrządu 6, który podczas pomiaru powodował ograniczenie prądowe falownika. Wartości Z2 oraz Z3 odpowiadają zmierzonym impedancjom odpowiednio dla aktywnego BE i zamkniętego BR (rys. 2.). Wartości Z4 w postaci charakterystyki ZBE(I) przedstawiono na rysunku 3., natomiast w ostatniej kolumnie zestawiono wartości impedancji Z5 obliczone według wzoru (2). Wyznaczona wartość Ztyrystor WYZNACZONA z charakterystyki Z = f(I) (rys. 2.) wynosiła 10 mΩ. Wartości Z5, obliczone wg wzoru (2), różnią się od siebie ok. 15%, podobnie jak wyniki pomiaru IPZ przy zamkniętym BR (Z3), bez względu na producenta miernika i wartość wymuszanego przez przyrząd prądu probierczego. Oznacza to, że zmierzone wartości IPZ w stanie zamkniętego BR są bliskie wartości rzeczywistej (najbliższa wartości rzeczywistej jest wartość zmierzona miernikiem 6), oraz że podobny błąd występuje przy kalkulacji wartości Z5.
Tab. 1. Porównanie zmierzonych IPZ na wyjściu zasilacza UPS w różnych trybach pracy (Z1, Z2, Z3) oraz wyznaczonych wartości IPZ (Z4, Z5). Zasilacz UPS pracował bez obciążenia. Mierniki 3 i 4 pochodzą od tego samego producenta, gdzie: Z1 – zmierzona IPZ w trybie podwójnego przetwarzania energii, Z2 – zmierzona IPZ w trybie aktywnego BE, falownik zatrzymany, napięcie sieci obecne, Z3 – zmierzona IPZ w trybie zamkniętego BR, Z4 – różnica Z2 i Z3, czyli impedancja toru BE, Z5 – obliczona impedancja według wzoru (2), która odpowiada wartości Zs, łącznie z impedancją toru BE
Pomiar IPZ podczas pracy autonomicznej zasilacza UPS (praca z baterii)
Wyniki pomiarów IPZ, wykonane różnymi przyrządami w warunkach pracy autonomicznej UPS, różniły się od siebie ponad 10-krotnie. Niektóre z nich wskazywały impedancję bliską 0 Ω (np. 30 mΩ), co prowadzić mogło do wniosku, że spodziewany prąd zwarcia może wynieść ponad 7 kA, podczas gdy zmierzona wartość prądu w czasie zwarcia na zaciskach UPS wyniosła Iinvmax1 = 98 A. Algorytm obliczania impedancji przez różne przyrządy bazuje na pomiarach wymuszanego prądu oraz napięcia, ze szczególnym uwzględnieniem jego spadku w czasie przepływu prądu probierczego [9, 10, 18]. Falownik zasilacza UPS pod wpływem prądu obciążenia tak steruje pracą tranzystorów IGBT, aby napięcie na jego wyjściu stabilizować z jak największą dokładnością (typowo 1% z czasem reakcji na poziomie pojedynczych milisekund). W takich warunkach pomiar spadku napięcia przez przyrząd jest zaburzony. Efektem tego są wartości prądów spodziewanych znacznie większe od wynikających ze zmierzonych wartości IPZ dla przypadku zamkniętego łącznika BR zasilacza UPS. Na rysunku 5. przedstawiono spodziewane wartości prądów, obliczone na podstawie otrzymanych wyników IPZ dla warunku pracy autonomicznej zasilacza UPS. Badania potwierdziły, że prądy ograniczone przez falownik zasilaczy UPS w czasie zwarcia na ich wyjściu są znacznie mniejsze od prądów, które popłynęłyby przy wykonaniu próby przy zamkniętym łączniku BR i obecnym napięciu sieci. Wynika z tego wniosek, że wykonywanie pomiarów IPZ w obwodzie zasilanym z UPS w czasie jego pracy autonomicznej (dla PRZYPADKU III, Zs < Zlim) nie ma uzasadnienia, ponieważ obliczony lub zmierzony spodziewany prąd zwarciowy w sposób istotny odbiega od wartości rzeczywistej Iinvlim (prąd ograniczony falownika), o której decyduje producent UPS. Takie same testy przeprowadzone na końcu kabla podłączonego do zacisków wyjściowych UPS skutkowały mniejszym rozrzutem zmierzonych wartości IPZ. Im większa impedancja podłączonego do wyjścia UPS przewodu tym mniejszy rozrzut zmierzonych wartości IPZ. Kiedy wartość impedancji dołączonego przewodu do wyjścia UPS osiągnęła 1 Ω rozrzut wyników pomiaru IPZ został zredukowany do 30%. Oznacza to, że błąd pomiaru jest większy przy mniejszej impedancji kabla, czyli jeżeli maleje odległość punktu pomiarowego od zacisków wyjściowych UPS.
Rys. 4. Przebieg prądu i napięcia podczas pomiaru IPZ miernikiem nr 6. Prąd probierczy o wartości 140 A powoduje przełączenie z pracy falownikowej na tor BE (znacznik 1 – moment przełączenia) rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Rys. 5. Spodziewane prądy zwarciowe obliczone na podstawie zmierzonych impedancji
dla trybu praca autonomiczna UPS. Czerwoną linią zaznaczono maksymalny prąd falownika w czasie rzeczywistej próby zwarcia podczas pracy autonomicznej zasilacza UPS (Iinvmax1 = 98 A) rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Algorytm pomiaru IPZ w obwodach zasilanych z UPS
Na podstawie analizy wyników pomiarów IPZ oraz stanów nieustalonych w UPS podczas zwarć zaproponowano autorski algorytm wyznaczania IPZ w obwodach zasilanych z UPS (rys. 6.).
Ocena skuteczności ochrony przeciwporażeniowej obejmuje dwa tryby pracy zasilacza, tj. tryb podwójnego przetwarzania energii oraz tryb autonomiczny. Procedura przewiduje wykonanie pomiaru impedancji pętli zwarciowej jedynie dla trybu aktywnego BE przy obciążeniu zasilacza na poziomie minimum 50% (wartość umowna). Dla takiego obciążenia impedancja tyrystora na charakterystyce Ztyrystor = f(I) znajduje się w części przylegającej do osi X, co oznacza, że jej wartość (na poziomie kilkunastu mΩ, jest bliska wartości rzeczywistej w czasie zwarcia. Jeżeli obciążenie zasilacza wynosi poniżej 50% wartości znamionowej to błąd wynikający z zawyżania IPZ prowadzi do niewłaściwej oceny skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania. W takim wypadku należy zgodnie z procedurą wykonać pomiar IPZ przy zamkniętym bypasie ręcznym BR i zgodnie ze wzorem (2) wyznaczyć IPZ. Tryb pracy bateryjnej nie wymaga pomiaru IPZ. Wyznaczanie wartości spodziewanego prądu zwarcia polega jedynie na odczytaniu wartości ograniczonego prądu falownika Iinvlim z danych producenta UPS. Na podstawie tej wartości wystarczającym jest sprawdzenie warunku zadziałania zabezpieczenia pod wpływem prądu Iinvlim dla przypadku Zs < Zlim. Algorytm nie przewiduje pomiaru IPZ dla warunku Zs > Zlim ponieważ zwarcia odległe są bardzo rzadkie (znaczne odległości od UPS). Ponadto w przypadku zwarcia odległego Zs > Zlim zasilacz stabilizuje napięcie na jego wyjściu, traktując prąd zwarciowy co najwyżej jako przeciążenie, czego efektem jest zadziałanie poprawnie dobranych zabezpieczeń na skutek wymuszenia przez falownik prądu o wartości co najmniej takiej, jaka pojawiłaby się przy zamkniętym łączniku BR zasilacza UPS. Na podstawie badań stanów nieustalonych w zasilaczach UPS podczas zwarć w obwodach przez niego zasilanych oraz otrzymanych wyników pomiarów IPZ w stanie pracy normalnej UPS należy stwierdzić, że prąd zwarciowy w danym punkcie instalacji bez zasilacza UPS oraz z zainstalowanym zasilaczem jest porównywalny. Wynika z tego fakt, że ochrona przeciwporażeniowa przez samoczynne wyłączenie zasilania w obwodach zasilanych z UPS jest w zdecydowanej większości przypadków spełniona [6]. Szczególne przypadki mogą dotyczyć tych obwodów instalacji elektrycznej, które mając spełniony warunek ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania na granicy zadziałania zabezpieczenia bez udziału UPS (przed jego zainstalowaniem) nie spełnią go po zainstalowaniu UPS. W takiej sytuacji prąd Ia, wyłączający urządzenie ochronne w wymaganym czasie, może być jeszcze wystarczająco duży w instalacji bez zasilacza UPS, ale zbyt mały po jego zainstalowaniu na skutek nieznacznego wzrostu wartości Zs, wynikającej z impedancji w torze BE [6, 22–25]. Odmiennie wygląda sytuacja podczas zwarć w obwodzie zasilanym z UPS w trybie autonomicznym. Brak zadziałania zabezpieczenia na skutek ograniczenia prądu przez falownik w czasie zwarcia może skutkować pojawieniem się napięcia dotykowego większego od określonego normą [6] przez czas dłuższy niż 0,4 s. Istnieje pewna długość przewodu podłączonego do zasilacza UPS, na końcu którego zabezpieczenie zadziała, kiedy zwarcie nastąpi podczas pracy w trybie podwójnego przetwarzania energii zasilacza [26] i kiedy nie zadziała podczas pracy autonomicznej, a jednocześnie wystąpi napięcie dotykowe Ud > 50 V przez czas dłuższy niż 0,4 s [6]. Sprawdzenie skuteczności ochrony przeciwporażeniowej powinno zatem obejmować analizę przypadku obwodów zasilanych z UPS w trybie autonomicznym. Jeżeli dla zasilacza podtrzymującego prąd zwarciowy przez czas dłuższy niż 0,4 s zabezpieczenie nie ma możliwości zadziałania na skutek zbyt małej wartości prądu Ia, to konieczne jest sprawdzenie warunku wartości napięcia dotykowego Ud < 50 V. Jeżeli warunek ten nie jest spełniony to należy zastosować dodatkowe środki ochrony przeciwporażeniowej, a jeżeli nie jest to możliwe wymienić zabezpieczenia spełniające warunek zadziałania pod wpływem prądu I ≥ Ia dla zasilacza pracującego w trybie autonomicznym, co może się jednak okazać trudne ze względu na wartość prądu obciążenia w danym obwodzie (wymiana zabezpieczenia na takie, którego prąd znamionowy jest mniejszy od prądu znamionowego istniejącego zabezpieczenia może okazać się niemożliwa). W ciągu 10 lat doświadczeń związanych z zasilaczami UPS autorzy napotykali na trudności w wyjaśnieniu różnic wyników pomiarów IPZ w obwodach zasilanych z UPS bez możliwości znalezienia odpowiedzi w dostępnej literaturze. Dyskusje doprowadziły autorów do wniosku, że najlepszym sposobem poprawnie wykonanego pomiaru IPZ jest zamknięcie BR, co często okazywało się niemożliwe ze względu na brak ochrony odbiorów chronionych przed zaburzeniami w sieci dla tego trybu pracy UPS. Wyniki okazywały się powtarzalne i bliskie oczekiwanych wartości prądów spodziewanych. Większość przypadków uruchomienia zasilacza UPS odbywa się bez udziału obciążenia na wyjściu UPS, ale warto też wspomnieć o sytuacjach, kiedy obciążenie na wyjściu UPS jest asymetryczne (np. L1 – 60%, L2 – 50%, L3 – 0%), wówczas wyniki zmierzonych wartości IPZ będą różniły się znacząco. Wykonanie pomiarów IPZ w takich warunkach obciążenia UPS-a jest ryzykowne (niepewne) z powodu stosunkowo niewielkiego prądu probierczego mierników do pomiaru IPZ. Przyrząd wymuszający prąd 140 A jest zdecydowanie mało popularnym miernikiem używanym do pomiarów. Odpowiedzialność producentów zasilaczy UPS jest ograniczona do samych zasilaczy, a więc jedynym sposobem na poprawne wykonanie pomiaru IPZ w obwodach zasilanych z UPS jest odpowiednia wiedza praktyczna. Autorzy brali udział w uruchomieniu instalacji UPS o mocy 2,4 MVA w Polsce oraz innych obiektów, w których dla znaczących mocy zasilaczy mierzono wartości Zs niższe od 0,1 Ω. W takich przypadkach kluczową jest właściwa procedura pomiarowa gwarantująca poprawną ocenę skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania.
Rys. 6. Algorytm wyznaczania IPZ w obwodach zasilanych z UPS-ów oraz oceny skuteczności ochrony przeciwporażeniowej przez samoczynne wyłączenie zasilania, gdzie: Iinvlim – prąd ograniczony falownika podczas zwarcia (dane producenta UPS), Ia – prąd wyłączający urządzenie ochronne w wymaganym czasie, zgodnie z [6]; * zgodnie z tablicą 1 normy [6], dopuszczalne czasy wyłączenia zasilania dla 230 VAC w obwodach gniazd wtyczkowych o prądzie znamionowym nie większym niż 63 A lub, zainstalowanych na stałe o prądzie znamionowym nie większym niż 32 A rys. J. Katarzyński, M. Olesz
Literatura:
1. Global Uninterruptable Power System (UPS) Market Research Report 2020. 360 Research Reports. March 2020.
2. Cruz, C.M.T.; Bascopé, R.P.T.; Bezerra, L.D.S.; de Sousa, J.M.; Gomes, I.S.F.; Sampaio, F.C.; Borges, F.A.; Ramos, R.L. Comparison of VRLA-AGM batteries lifetime charging with different currents waveforms for use on low power UPS. 2015 IEEE 13th Brazilian Power Electronics Conference and 1st Southern Power Electronics Conference, 2015.
3. Rajani, G.N. Emerging trends in Uninterrupted Power Supplies: Patents view. 2016 Biennial International Conference on Power and Energy Systems: Towards Sustainable Energy (PESTSE).
4. Mitolo, M. Electrical Safety of Low-Voltage Systems. The McGraw–Hill Publisher, 2009.
5. Neamt, L.; Balan, H.; Chiver, O.; Hotea, A. Considerations about Fault Loop Impedance Measurement in TN Low-Voltage Network. 8th International Conference on Modern Power Systems (MPS), 2019.
6. IEC 60364-6:2016. Low-voltage electrical installations - Part 6: Verification.
7. Arab Tehrani, K.; Andriatsioharana, H.; Rasoanarivo, I.; Sargos, F. M. A Novel Multilevel Inverter Model. 2008 IEEE Power Electronics Specialists Conference. Ecole Polytechnique of Tananarive, University of Madagascar.
8. Arab Tehrani, K.; Rasoanarivo, I.; Andriatsioharana, H.; Sargos, F.M. A new multilevel inverter model NP without clamping diods. 2008 34th Annual Conference of IEEE Industrial Electronics. Groupe Recherche en Electronique et Electrotechnique de Nancy.
9. Olesz, M.; Katarzyński, J. Transient States Associating Loop Impedance Measurement in the Output Line of UPS. Zeszyty Naukowe PG 2018, No. 61, 2018.
10. Aigner, M.; Schmautzer, E.; Sigl, C. Fault loop impedance determination in low-voltage distribution systems with non-linear sources. IEEE PES ISGT Europe, 2013.
11. Fiorina, J-N. Uninterruptible static power supplies and the protection of persons. Schneider Electric, Cahier technique, No. 129, 2004.
12. IEC 60364-4-41:2017. Low-voltage electrical installations – Part 4-41: Protection for safety – Protection against electric shock.
13. Hagen, R.; Hernandez, D. UPS short circuit withstand rating. GE Digital Energy – Power Quality, 2010.
14. Cosse, R.E.; Dunn, D.G.; Śpiewak, R.M. Is my UPS distribution system coordinated? IEEE PCIC Conference, 2006.
15. Liang, Z.; Xinchun, L.; Kang, Y.; Gao, B.; Lei, H. Short Circuit Current Characteristics Analysis and Improved Current Limiting Strategy for Three-phase Three-leg Inverter under Asymmetric Short Circuit Fault. IEEE Transactions on Power Electronics, 2018.
16. Wang, H.; Pei, X.; Chen, Y.; Kang, Y.; Liu, Y-F. Short-circuit fault protection strategy of parallel three-phase inverters. 2015 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE), 20-24 Sept. 2015, Montreal, QC, Canada.
17. Modelling uninterruptible power supply (UPS) in SIMARIS® design for use in data centers. Technical Series, Edition 3, Siemens AG, 2016.
18. Czapp, S. Selected problems of Earth Fault Loop Impedance Testing in Circuits Fed from UPS. Automatyka – Kontrola – Zakłócenia, Volume 28, No. 3 (29), 2017.
19. IEC 62040-3, 2011. Uninterruptible power systems (UPS) - Part 3: Method of specifying the performance and test requirements.
20. IEC 62040-1, 2019. Uninterruptible power systems (UPS) - Part 1: General and safety requirements for UPS.
21. Wei, B.; Marzàbal A.; Perez, J.; Pinyol, R.; Guerrero, J.M.; Vásquez, J.C. Overload and Short Circuit Protection Strategy for Voltage Source Inverter Based UPS, IEEE Transactions on Power Electronics. IEEE Transactions on Power Electronics, Volume 34, Issue 11, Nov. 2019.
22. Morton, D.D. Impact of System Impedance on Harmonics Produced by Variable Frequency Drives (VFDs). Virginia Polytechnic Institute and State University, 2015.
23. Scaddan, B. IEE Wiring Regulations. DOI: 10.1016/B978-0-08-096914-5.10001-9, 2011.
24. Nuutinen, P.; Peltoniemi, P.; Silventoinen, P. Short-Circuit Protection in a Converter-Fed Low-Voltage Distribution Network. IEEE Transactions on Power Electronics, 2013.
25. Paananen, J.; Imming, M. Smart tricks to improve power supply reliability. Eaton, 2017.
26. Kumar, M.; Memon, Z.A.; Uqaili, A.; Baloch, M.H. An Overview of Uninterruptible Power Supply System with Total Harmonic Analysis & Mitigation: An Experimental Investigation for Renewable Energy Applications. IJCSNS International Journal of Computer Science and Network Security, Volume 18, No. 6, June 2018.
