Wyższe harmoniczne w liniach elektroenergetycznych
zasilających podstacje trakcyjne prądu stałego
Eugeniusz Korzycki , Piotr Mazurek, Krzysztof Zymmer
W wielu krajach europejskich w układach zasilania
trakcji elektrycznej − zarówno miejskiej, jak i kolejowej
− stosowane są systemy prądu stałego. Systemy tego
rodzaju realizowane są na ogół przy zastosowaniu zespołów
prostownikowych z prostownikami diodowymi. Prostowniki
te generują do zasilającej sieci elektroenergetycznej
wyższe harmoniczne prądu, a do sieci trakcyjnej prądu
stałego wyższe harmoniczne napięcia. Harmoniczne te
powodują dodatkowe straty mocy w transformatorach,
liniach zasilających, odbiornikach po stronie prądu stałego,
a także mogą wywoływać zakłócenia w pracy układów
sterowania i obwodów głównych innych przekształtników
energoelektronicznych.
Liczba i wielkość harmonicznych jest zależna od koniguracji ze-
społu prostownikowego (wielkości wskaźnika
p
), mocy znamiono-
wej i napięcia zwarcia transformatora oraz prądu wyprostowanego
I
d
.
Natomiast szkodliwość oddziaływania tych harmonicznych jest
różna i zależna od szeregu innych parametrów związanych z zasila-
jącą linią elektroenergetyczną, obiektem zakłócanym, a także rodza-
jem zespołu prostownikowego (diodowy, tyrystorowy) [1, 2].
W celu ograniczenia zakłóceń wynikających z tego oddziaływa-
nia zespoły prostownikowe powinny się charakteryzować dużym
wskaźnikiem tętnienia napięcia wyprostowanego
p
. Korzystne jest
także wyposażanie zespołów prostownikowych w odpowiednie il-
try po stronie prądu stałego oraz przemiennego.
W celu znaczącego ograniczenia wyższych harmonicznych gene-
rowanych przez zespoły prostownikowe, można zastosować wielo-
pulsowe: 12-, 18- i 24-pulsowe zespoły prostownikowe o optymal-
nych układach prostowniczych.
Przeprowadzone analizy techniczno-ekonomiczne oraz symulacje
komputerowe potwierdzają powyższą propozycję jako technicznie
realną i ekonomicznie uzasadnioną.
Istnieje kilka sposobów ograniczania ilości wyższych harmonicz-
nych w sieci prądu zmiennego i prądu stałego, jak iltry aktywne
i bierne oraz stosowanie wieloimpulsowych zespołów prostowniko-
wych. W układach zasilania trakcji elektrycznej stosowane są dwa
z wymienionych rozwiązań: iltry bierne po stronie prądu stałego oraz
wielopulsowe zespoły prostownikowe. Filtry aktywne nie są (jak do-
tychczas) stosowane, ze względu na duże moce trakcyjnych układów
zasilania oraz wymaganą pewność pracy tych urządzeń, eksploatowa-
nych w systemie bezobsługowym. W niniejszym artykule przedsta-
wiono analizy dotyczące oddziaływania zespołów prostownikowych
na sieć zasilającą średniego napięcia prądu przemiennego.
Optymalne rozwiązania układowe
12-, 18- i 24-pulsowych zespołów prostownikowych
Pod pojęciem optymalny układ prostowniczy wielopulsowego ze-
społu prostownikowego rozumiemy taki układ, który jest złożony
z odpowiednio skojarzonych optymalnych układów 6-pulsowych
o kącie przewodzenia diod 120°el. Oznacza to, że każdy taki wie-
lopulsowy układ prostowniczy, w zależności od wielkości napięcia
i prądu wyprostowanego, będzie się składał z szeregowo, równo-
legle lub szeregowo-równolegle połączonych 6-pulsowych most-
ków prostowniczych. Poszczególne mostki prostownicze są zasi-
lane z oddzielnych, galwanicznie niezależnych uzwojeń wtórnych
transformatora prostownikowego. Wymagane dla tych układów
30-, 20- i 15-stopniowe wzajemne przesunięcia wektorów napięć
zasilających 3-fazowe mostki prostownicze mogą być dokonywane
po wtórnej lub pierwotnej (a także po wtórnej i pierwotnej) stronie
transformatora prostownikowego.
Układy tego rodzaju są istotnie bardziej korzystne od układów
wielofazowych o krótkim czasie przewodzenia przyrządów półprze-
wodnikowych. Na przykład w prostowniku 18-pulsowym zasilanym
z transformatora o 9-fazowym uzwojeniu wtórnym kąt przewodze-
nia diod wynosi 40°el., a odpowiednio w prostowniku 24-pulsowym
30°el. Wiąże się to z mniejszym wykorzystaniem zarówno przyrzą-
dów półprzewodnikowych, jak i transformatora, niż w układach
optymalnych. Na przykład dopuszczalny prąd przewodzenia diody
krzemowej (wartość średnia) przy kącie przewodzenia wynoszącym
30°el. jest około dwukrotnie mniejszy niż przy kącie przewodzenia
120°el.
Wyższe harmoniczne w prostownikach diodowych
Przekształcanie napięcia przemiennego na napięcie wyprostowane
jest związane z powstawaniem wyższych harmonicznych − zarówno
po stronie zasilania, jak i odbioru. Po stronie napięcia wyprostowa-
nego – w sieci prądu stałego w postaci napięć przemiennych rzędu
n
u
i częstotliwościach
f
hu
, natomiast po stronie zasilania – w sieci
elektroenergetycznej w postaci prądów przemiennych rzędu
n
i
i czę-
stotliwościach
f
hi
, przy czym [1]
n
u
= m ∙ p
a
n
i
= mp
± 1
f
hu
= m ∙ p ∙ f
s
a
f
hi
= (
mp
± 1)
f
s
gdzie:
f
s
– częstotliwość napięcia zasilania,
p
– wskaźnik tętnienia napięcia wyprostowanego,
m
– dowolna liczba całkowita (
m
= 1, 2, 3 …).
Mgr inż.
Eugeniusz Korzycki
, mgr inż. Piotr Mazurek, doc. dr hab. inż.
Krzysztof Zymmer – Instytut Elektrotechniki, Zakład Przekształtników
Mocy, Warszawa
22
Rok LXXVII 2009 nr 5
OPRACOWANIA – WDROŻENIA – EKSPLOATACJA
Warunkiem wytwarzania optymalnych wielopulsowych zespo-
łów prostownikowych jest opracowanie i wdrożenie odpowiednich
transformatorów prostownikowych.
Z kolei przy konstrukcji prostowników ważne jest zapewnienie
możliwości kontroli równomierności obciążania równolegle lub
szeregowo-równolegle połączonych mostków prostowniczych.
Przykładowe schematy połączeń wielopulsowych zespołów pro-
stownikowych o optymalnych układach prostowniczych pokazano
na rysunkach 1 i 2.
Transformatory prostownikowe
dla optymalnych układów prostowniczych
Prawidłowa praca wielopulsowych układów prostowniczych wy-
maga, żeby napięcia międzyprzewodowe i napięcia zwarcia dla
wszystkich uzwojeń wtórnych transformatora prostownikowego
różniły się nie więcej niż ±0,5% w stosunku do wartości zadekla-
rowanej. Uzyskuje się wtedy równomierny rozkład prądów w most-
kach prostowniczych łączonych równolegle i równomierny rozkład
napięć na mostkach prostowniczych łączonych szeregowo.
Wymagania tego rodzaju najłatwiej moż-
na spełnić, jeżeli uzwojenie pierwotne
transformatora prostownikowego będzie
miało taką samą liczbę części jak uzwojenie
wtórne, a więc dwie dla układu 12-pulso-
wego, trzy dla układu 18-pulsowego i czte-
ry dla układu 24-pulsowego. Równocześnie
każda część uzwojenia pierwotnego powin-
na mieć takie samo napięcie zasilania, od-
powiadające napięciu sieci elektroenerge-
tycznej zasilającej zespół prostownikowy,
np. 15 kV, natomiast moc poszczególnych
części uzwojeń pierwotnych wyniesie wte-
dy 1/2, 1/3, 1/4 mocy znamionowej trans-
formatora prostownikowego.
Przy projektowaniu takiego transforma-
tora należy uwzględnić fakt, że najkorzyst-
niejsze warunki transmisji występują wtedy,
kiedy każda z części uzwojenia pierwotne-
go znajduje się na tej samej wysokości co
odpowiadające mu uzwojenia wtórne.
Rys. 1. 18-pulsowy zespół
prostownikowy o optymalnym
szeregowym układzie
prostowniczym
Rys. 2.
24-pulsowy zespół prostownikowy
o optymalnym szeregowo-równoległym
układzie prostowniczym
Rok LXXVII 2009 nr 5
23
OPRACOWANIA – WDROŻENIA – EKSPLOATACJA
Na rysunku 1 podano schemat 18-pulsowego zespołu prostowni-
kowego o szeregowym połączeniu mostków trójfazowych. W ukła-
dzie tym napięcia wyprostowane 6-pulsowych układów składowych
są równe 1/3 napięcia wyprostowanego całego zespołu. Prądy wy-
prostowane są jednakowe i równe prądowi wyprostowanemu ca-
łego zespołu. Na rysunku 2 przedstawiono schemat 24-pulsowego
zespołu prostownikowego o szeregowo-równoległym połączeniu 6-
pulsowych prostowników składowych. W tym rozwiązaniu napięcia
i prądy układów składowych są równe 1/2 tych wartości, określo-
nych na wyjściu prostownika.
I
1L
– prąd w linii zasilającej zespół prostownikowy przy danym
obciążeniu
I
d
.
Przykładowy wykres procentowego udziału wyższych harmonicz-
nych w prądzie zasilania transformatora zespołu, w zależności od
kąta komutacji
u
(zależnego od prądu obciążenia zespołu) przed-
stawiono na rysunku 3. Przedstawione zależności odniesione są do
układów 12-, 18- i 24-pulsowych.
Według normy [1], skuteczna wartość fazowego napięcia poszcze-
gólnych harmonicznych generowanych przez dany zespół prostow-
nikowy w linii zasilającej o określonych parametrach jest wyzna-
czona przez zależność
Obliczenia współczynnika odkształcenia napięcia
THDu
w linii elektroenergetycznej o napięciu 15 kV
zasilającej zespół prostownikowy o mocy 1,6 MVA,
w zależności od mocy zwarciowej tej linii
Obliczenia przeprowadzono dla warunków charakterystycznych
dla układów zasilania komunikacji miejskiej w Polsce, o napięciu
660 V DC. W układach tych do zasilania nowobudowanych lub
modernizowanych linii tramwajowych planowane jest stosowanie
zespołów prostownikowych o mocy 1,6 MVA. Zespoły te mogą być
wykonywane jako układy 12-, 18- lub 24-pulsowe.
Przeprowadzone obliczenia miały na celu wyznaczenie współ-
czynnika odkształcenia napięcia w sieci zasilającej w funkcji mocy
zwarciowej tej sieci przez zespoły prostownikowe o tej samej mocy,
ale o różnej liczbie pulsów w napięciu wyprostowanym. Porów-
nanie tych wyników (dla danych warunków zasilania i odbioru)
z odpowiednimi wielkościami przyjętymi przez energetykę jako do-
puszczalne będzie stanowić podstawę do wyboru koniguracji wie-
lopulsowego zespołu prostownikowego (12, 18, 24 pulsy).
U
=
U
LN
S
1
L
⋅
I
h
⋅
k
f h
3
S
I
hL
c
1
L
gdzie
U
f h
– wartość napięcia fazowego danej harmonicznej,
przy czym
1
+
1
+
1
(
)
( )
Q
Q
2
h
Q
2
k
=
s
p
s
hL
1
1
+
Q
2
h
2
p
(jednostki względne)
=
X
s
=
(
8 ÷
12
)
s
R
s
(jednostki względne)
=
R
p
=
(
80 ÷
120
)
p
X
s
gdzie:
S
c
– moc zwarciowa linii zasilającej,
U
LN
– znamionowe napięcie linii zasilającej,
S
1L
– moc znamionowa zespołu prostownikowego odpowiadająca
prądowi
I
1L
,
R
s
– zastępcza szeregowa rezystancja układu zasilania, odpowia-
dająca stratom mocy w obciążeniu,
R
p
– równoległa rezystancja układu zasilania, odpowiadająca stra-
tom mocy w stanie jałowym,
X
s
– reaktancja rozproszenia głównego transformatora zasilającego
linię o mocy zwarciowej
S
c
,
h
– rząd harmonicznej prądu, określany zależnością 1 (
h
↔
n
i
).
Zgodnie z normą [6], wielkość współczynnika
THDu
dla danej
linii zasilającej określana jest zależnością
Pod pojęciem wyższych harmonicznych prądu w sieci energetycz-
nej generowanych przez dany zespół prostownikowy przyjęto sumę
geometryczną charakterystycznych
ch
i niecharakterystycznych
nch
harmonicznych, do 55. włącznie. Rzędy harmonicznych niecha-
rakterystycznych dla tych zespołów wielopulsowych odpowiadają
harmonicznym charakterystycznym składowych mostków 6-pulso-
wych.
Zawartość harmonicznych prądu w sieci zasilającej określona jest
zależnością
I
=
( )
2
+
(
W
I
)
2
h
hch
i
nch
przy czym
hg
I
I
∑
U
2
I
%
⋅
=
h
100
h
h
I
THDu
=
hd
⋅
100
1
L
U
gdzie:
I
h
%
– procentowa wartość prądu danej harmonicznej, generowana
przez prostownik w linii zasilającej zespół prostownikowy (war-
tość
I
h
określona jest podanymi w normie [1] zależnościami, które
uwzględniają kąt komutacji
u
, kąt wysterowania
α
dla prostowni-
ków tyrystorowych oraz rząd harmonicznej),
W
i
– współczynnik obliczeniowy niecharakterystycznych harmo-
nicznych prądu w elektroenergetycznej sieci zasilającej prądu prze-
miennego (dla optymalnego układu prostownikowgo – na podstawie
przeprowadzonych analiz i symulacji komputerowych − przyjęto
W
i
= 0,07),
1
L
gdzie:
h
d
, h
g
– rząd dolnej i górnej granicy sumowania harmonicz-
nych
U
h
, przy czym jako
h
g
przyjmowana jest liczba 40 (w artykule
uwzględniono harmoniczne do 55 rzędu).
Natomiast obciążenia wartości współczynnika odkształcenia na-
pięcia wywołanego w linii zasilającej przez dany zespół prostowni-
kowy można określić na podstawie następującej zależności
THDu
=
100
⋅
3
∑
⋅
( ) ( )
2
∑
2
U
+
W
U
U
fhch
i
f hnch
LN
p
p
24
Rok LXXVII 2009 nr 5
U
S
I
LN
h
U
=
⋅
⋅
1
L
⋅
⋅
k
f h
hL
3
S
I
c
1
L
1
1
1
+
+
(
)
( )
2
2
Q
Q
h
Q
s
p
s
k
=
hL
1
1
+
2
2
Q
h
p
X
(
)
Q
Q
=
s
=
8 ÷
12
s
R
s
R
(
)
Q
p
Q
=
=
80 ÷
120
p
X
s
( )
(
)
2
2
I
=
I
I
+
W
I
h
hch
i
nch
hg
∑
2
U
I
h
%
⋅
=
h
100
h
hd
I
THDu
=
⋅
100
1
L
U
1
L
100
⋅
3
( ) ( )
THDu
=
∑
⋅
∑
2
2
U
+
W
U
U
fhch
i
f hnch
LN
p
p
OPRACOWANIA – WDROŻENIA – EKSPLOATACJA
a)
>u [°el]
b)
Rys. 3. Przebiegi procentowych zawartości
harmonicznych prądu w funkcji kąta komutacji
dla wielopulsowych zespołów prostownikowych:
Σ
I
h
%
=
f
(
> u
) przy
W
i
= const
przy czym dla zespołów o pulsacji:
p
= 12:
(
hch
);
hd
=
11
;
hg
=
49
(
hnch
);
hd
=
5
hg
=
55
p
= 18:
(
hch
);
hd
=
17
;
hg
=
55
(
hnch
);
hd
=
5
hg
=
49
Rys. 4. Wykres przebiegów współczynnika odkształcenia napięcia
THDu
w funkcji mocy
zwarciowej
S
c
linii zasilającej ŚN – 15 kV dla 3xZP-1,6/0,66: a) przy
I
d
(
zesp.
)
= 3/4
I
dN
= 1200 A,
b) przy
I
d
(
zesp.
)
=
I
dN
= 1600 A
p
= 24:
(
hch
);
hd
=
23
;
hg
=
49
(
hnch
);
hd
=
5
hg
=
55
W oparciu o te zależności wykonano obliczenia współczynnika
odkształcenia napięcia
THDu
w sieci elektroenergetycznej o napię-
ciu 15 kV, wywołanego przez wyższe harmoniczne, generowane
przez 3-zespołową podstację trakcyjną zasilającą sieć trakcyjną
prądu stałego o napięciu 660 V. Prąd znamionowy jednego zespołu
wynosił 1600 A. Obliczenia przeprowadzono dla zespołów o licz-
bie pulsów w napięciu wyprostowanym 12, 18 i 24 oraz prądzie
obciążenia pojedynczego zespołu równym 1200 A i 1600 A.
Współczynnik wyznaczania harmonicznych niecharakterystycz-
nych
W
i
dla prostowników o układzie optymalnym przyjęto − zgodnie
z przeprowadzonymi powyżej rozważaniami − jako równy 0,07. Wy-
niki obliczeń, w postaci zależności współczynnika
THDu
od mocy
zwarciowej linii zasilającej, przedstawiono na rysunkach 4 i 5.
Podsumowanie
●
Przeprowadzone obliczenia dotyczące emisji wyższych harmo-
nicznych prądu do sieci zasilającej średniego napięcia (15-20) kV
przez prostowniki diodowe wykazują, że układy wielopulsowe
(18- i 24-pulsowe) charakteryzują istotnie mniejsze wartości za-
kłóceń generowanych do układu zasilania niż odpowiednie zespoły
12-pulsowe. Przykładowo procentowy udział wyższych harmonicz-
nych prądu w linii zasilającej wynosi (dla kąta komutacji związane-
go z prądem obciążenia 10°el.) w przypadku prostownika 12-pulso-
wego ok. 11%, a odpowiednio dla układu 18-pulsowego – ok. 6,5%,
24-pulsowego – ok. 4,5%. Odpowiednie dane dla kąta komutacji
20°el. wynoszą: 7,5%, 3% i 2%.
Rok LXXVII 2009 nr 5
25
(
hch
);
hd
=
11
;
hg
=
49
(
hnch
);
hd
=
5
hg
=
55
(
hch
);
hd
=
17
;
hg
=
55
(
hnch
);
hd
=
5
hg
=
49
(
hch
);
hd
=
23
;
hg
=
49
(
hnch
);
hd
=
5
hg
=
55
OPRACOWANIA – WDROŻENIA – EKSPLOATACJA
●
Podobne zależności występują w odniesieniu do współczynnika
odkształcenia napięcia
THDu
– w linii o napięciu 15 kV zasilającej
zespoły prostownikowe. Obliczenia współczynnika
THDu
– w za-
leżności od mocy zwarciowej linii zasilającej − przeprowadzono dla
warunków zasilania i odbioru charakterystycznych dla trakcji tram-
wajowej w Warszawie.
Analizy przeprowadzono dla typowych trójzespołowych pod-
stacji trakcyjnych o prądzie znamionowym pojedynczego zespołu
równym 1200 A oraz 1600 A. Przykładowe wartości współczynni-
ka
THDu
w odniesieniu do zespołów 12-pulsowych (1600 A) (dla
mocy zwarciowej linii zasilającej 50 MVA) wynoszą 8% oraz (przy
S
c
= 200 MVA) – 2%. Dla podstacji z prostownikami 18-pulsowymi
odpowiednie dane wynoszą 4% i 1%. Zbliżone, aczkolwiek nieco
mniejsze wartości odnoszą się do podstacji z prostownikami 24-pul-
sowymi.
●
Jak wykazały przeprowadzone analizy, ilość zakłóceń emitowa-
nych do sieci zasilającej przez zespoły prostownikowe 18-pulsowe,
a zwłaszcza 24-pulsowe, jest około 2-krotnie mniejsza niż przez
powszechnie stosowane w trakcji elektrycznej zespoły 12-pulsowe.
Szkodliwość oddziaływania tych układów na zasilającą sieć elek-
troenergetyczną jest określana przez współczynnik odkształcenia
napięcia
THDu
.
Zgodnie z wymaganiami energetyki, dopuszczalne wartości współ-
czynnika
THDu
dla linii średniego napięcia pierwszej klasy wyno-
szą 5% i odpowiednio dla drugiej klasy 8%. Jak wykazały obliczenia
wykonane dla warunków zasilania i odbioru charakterystycznych
w komunikacji miejskiej Warszawy (kiedy podstacja trakcyjna jest
zasilana osobną linią elektroenergetyczną), zespoły prostownikowe
12-pulsowe generalnie spełniają wymagania w zakresie dopuszczal-
nej emisji wyższych harmonicznych do sieci średniego napięcia
(5-8)%, jednak w przypadku linii o małej mocy zwarciowej – rzędu
50 MVA − przekroczenie dopuszczalnej wartości
THDu
w wyniku
oddziaływania tych zespołów prostownikowych jest w pełni real-
ne. Zagrożenie takie może wystąpić zwłaszcza w warunkach miej-
skich, kiedy ze względu na dużą ilość odbiorów wrażliwych, sieć
jest zaliczona do pierwszej kategorii w zakresie dopuszczalnych
odkształceń napięcia. Zagrożenie to istotnie wzrasta, gdy z jednej
linii elektroenergetycznej zasilane są dwie położone w pobliżu pod-
stacje trakcyjne (jak to ma miejsce czasami w dużych miastach).
Wyst
ęp
uje wówczas zwiększenie współczynnika
THDu
o nie mniej
niż √2 (suma geometryczna) w stosunku do wyników obliczeń tej
wartości przedstawionych dla jednej podstacji. Dodatkowe zagroże-
nie stanowi możliwość zmiany kategorii linii zasilającej z drugiej na
pierwszą, w przypadku np. zwiększenia ilości odbiorów wrażliwych
zasilanych w danej linii.
Biorąc pod uwagę przeprowadzone analizy i uwarunkowa-
nia, autorzy oceniają, że stosowanie zespołów prostownikowych
18- i 24-pulsowych – ze względu na istotnie mniejszą emisję za-
kłóceń do sieci elektroenergetycznej średniego napięcia – byłoby
wskazane zwłaszcza w warunkach miejskich, gdzie istnieje duża
ilość odbiorów wrażliwych. Jednak cena transformatora dla zespo-
łu 24-pulsowego według technologii zaproponowanej przez jedną
z irm krajowych jest o ok. 35% wyższa od odpowiedniego trans-
formatora dla zespołu 12-pulsowego. W tej samej proporcji droższe
będą także prostowniki. Z tego właśnie względu zespoły prostow-
nikowe 18- lub 24-pulsowe nie zostały dotychczas wprowadzone
do systemów zasilania trakcji miejskiej prądu stałego, jakkolwiek
próby w tym kierunku były podejmowane. Należy także podkreślić,
że użytkownicy zespołów prostownikowych wolą płacić niewielkie
kary za przekroczenie parametrów sieci zasilającej niż wprowadzać
droższe rozwiązania techniczne.
●
Prostowniki dużej mocy, o układach optymalnych (składające
się z równolegle, szeregowo lub szeregowo-równolegle łączonych
mostków prostownikowych o kącie przewodzenia diod 120°el.),
zapewniają zdecydowanie lepsze wykorzystanie prądowe (zarówno
transformatora, jak i diod prostownika) niż ma to miejsce w ukła-
dach wielofazowych. Przykładowo kąt przewodzenia diod w ukła-
dzie wielofazowym wyniesie w przypadku prostownika 18-pulso-
wego 40°el., a 24-pulsowego – 30°el.
●
Obecnie w Polsce są możliwości techniczne wykonywania trans-
formatorów wielouzwojeniowych – zarówno suchych, jak i olejo-
wych. Rozwiązane są także problemy związane z projektowaniem
i wytwarzaniem prostowników przeznaczonych dla zespołów wie-
lopulsowych. Układy 12-pulsowe produkowane są seryjnie z prze-
znaczeniem dla systemów zasilania trakcji miejskiej i kolejowej
prądu stałego, natomiast zespoły o większej liczbie pulsów w na-
pięciu wyprostowanym wykonywane są na pojedyncze zamówienia
użytkowników.
LITERATURA
[1] PN-IEC 146-1-2 (1996 r.) Przekształtniki półprzewodnikowe. Wymagania ogólne
i przekształtniki o komutacji sieciowej. Wytyczne dotyczące zastosowań
[2] Korzycki E.: Ocena wpływu podstacji trakcyjnych z przekształtnikami diodowymi
na odkształcenie krzywej napięcia w energetycznych liniach zasilających
.
Konfe-
rencja „Jakość energii elektrycznej”, Spała 1991
[3] Kurczewski W.: Układy prostownikowe 18-pulsowe do zasilania sieci trakcyjnej.
Technika Transportu Szynowego
1999 nr 3 i 2000 nr 4
[4] Glinka T. i in
.
: Transformatory prostownikowe podstacji trakcyjnych. V Konferen-
cja MET 2001, Gdańsk 2001
[5] Korzycki E., Świątek H., Zymmer K.: Nowe opracowania prostowników trak-
cyjnych (PKP, metro, tramwaj). Zalety rozwiązań technicznych. XI Konferencja
SEMTRAK 2004, Kraków – Zakopane – Kościelisko 2004
[6] PN-EN 61000-2-4 (1997 r.) Kompatybilność elektromagnetyczna. Środowisko. Po-
miary kompatybilności dotyczące zaburzeń przewodzonych małej częstotliwości
w sieciach zakładów przemysłowych
ENERGIA PIERWOTNA W AMERYCE POŁUDNIOWEJ
Zużycie energii pierwotnej w Ameryce Południowej w roku 2007
kształtowało się w sposób następujący: ropa naftowa − 45%, hydro-
energia − 28%, gaz ziemny − 22%, węgiel − 4%, energia atomowa − 1%.
Charakterystyczne dla Ameryki Południowej jest niewielkie zużycie
węgla kamiennego i energii jądrowej do produkcji energii elektrycznej,
natomiast na podkreślenie zasługuje bardzo wysoki udział elektrowni
wodnych w produkcji energii elektrycznej, nie wydzielających szkodli-
wego dwutlenku węgla. (
wb-32
)
IEEE Power&Energy 2008 July/August
26
Rok LXXVII 2009 nr 5