189 Manœuvre et protection des batteries de condensateurs MT

Collection Technique ..........................................................................
Cahier technique n° 189
Manœuvre et protection des
batteries de condensateurs MT
D. Koch
■ Merlin Gerin ■ Square D ■ Telemecanique
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Les Cahiers Techniques apportent des connaissances sur les nouvelles
techniques et technologies électrotechniques et électroniques. Ils permettent
également de mieux comprendre les phénomènes rencontrés dans les
installations, les systèmes et les équipements.
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domaines des réseaux électriques, protections, contrôle-commande et des
automatismes industriels.
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« Extrait du Cahier Technique Schneider n° (à préciser) ».
n° 189
Manœuvre et protection des
batteries de condensateurs MT
Denis KOCH
Ingénieur diplômé de l’IEG (Grenoble) en 1979, a intégré la même
année la division THT de Merlin Gerin. Il a ensuite été responsable
technique des disjoncteurs moyenne tension, puis en charge du
marketing opérationnel.
Depuis 1995, toujours dans l’activité Transport et Distribution de
Schneider il est chargé, au sein de l’équipe de marketing stratégique,
des domaines normalisation, technologie et environnement.
CT 189 édition juin 1997
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.1
Manœuvre et protection des
batteries de condensateurs MT
La détérioration du cosinus ϕ due aux charges à caractère selfique
provoque une augmentation significative du courant dans les installations
électriques et donc des pertes dans les lignes et les transformateurs.
Le distributeur d’énergie et les industriels sont donc amenés à mettre
en œuvre des batteries de condensateurs.
Mettre sous tension et hors tension des condensateurs entraîne des
phénomènes très particuliers qui influent directement sur la caractérisation
des organes de manœuvre et de protection. C’est l’objet de ce Cahier
Technique, qui fait de nombreuses références aux normes et essais.
Sommaire
1 Compensation de l’énergie réactive
1.1 Généralités
1.2 Les techniques de compensation MT
1.3 Définition des symboles utilisés
p. 4
p. 5
p. 6
2 Manœuvre des batteries de condensateurs
2.1 Phénomènes électriques liés à l’enclenchement
p. 7
2.2 Phénomènes électriques liés au déclenchement
2.3 Quelques ordres de grandeurs
p. 9
p. 10
3.1 Contraintes électriques
p. 11
3.2 Conception des batteries de condensateurs
3.3 Dimensionnement thermique de l’appareillage
p. 11
p. 12
4.1 Problèmes posés
p. 12
3 Problèmes posés aux condensateurs
et solutions
4 Problèmes posés à l’appareillage
et solutions techniques
5 Calcul des courants d’enclenchement
et inductance de choc
6 Protection contre les surintensités
4.2 Solutions Schneider
p. 13
4.3 Normes
4.4 Tableau de choix de l’utilisation de l’appareillage moyenne
tension MG
p. 13
p. 15
5.1 Batterie unique
p. 16
5.2 Batterie en gradins
5.3 Les inductances de choc
p. 16
p. 16
6.1 Protection par fusible
p. 18
6.2 Protection par disjoncteur
6.3 Protection contre les défauts internes
p. 18
p. 19
Annexe 1 : principales caractéristiques de l’appareillage MT
p. 20
Annexe 2 : choix de l’appareillage MT, qualification
p. 21
Annexe 3 : tableau de synthèse des calculs des courants d’enclenchement
p. 23
Annexe 4 : bibliographie
p. 24
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.3
1 Compensation de l’énergie réactive
1.1 Généralités
La localisation des condensateurs sur un réseau
électrique constitue ce que l’on appelle le « mode
de compensation ». II est déterminé par :
c le but recherché (suppression des pénalités,
soulagement des câbles, transformateurs…,
relèvement du plan de tension),
c le mode de distribution de l’énergie électrique,
c le régime de charge,
c l’influence prévisible des condensateurs sur
les caractéristiques du réseau,
c le coût de l’installation.
La compensation de l’énergie réactive peut être
(cf. fig. 1 ) :
c globale ; exemple :
v réseau HT pour EDF ➀,
v réseau MT pour un abonné MT ➁,
v réseau BT ➂ d’un abonné BT sur batterie de
type fixe,
c par secteur ; exemple :
v centre de distribution pour EDF (postes
source) ➃,
v atelier ou bâtiment pour un abonné BT ➄,
c individuelle.
Cette dernière compensation est techniquement
idéale puisqu’elle produit l’énergie réactive à
l’endroit même où elle est consommée, et en
quantité rigoureusement ajustée à la demande.
Cependant cette solution est onéreuse et conduit
généralement à une surcompensation
puisqu’elle n’intègre pas les possibilités de
foisonnement des charges.
Exemple : gros moteurs MT ou BT.
Réseau HT de distribution
➀
Réseau MT de distribution
Transfo de
distribution
MT / BT
Transfo
MT / BT
Réseau BT
JdB BT
➃
➂
Abonné BT
➁
➄
Abonné MT
fig. 1 : les localisations de la compensation d’énergie réactive.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.4
II est plus économique d’installer des batteries de
condensateurs en moyenne et haute tension pour
des puissances supérieures à environ 1000 kvar.
L’analyse des réseaux des différents pays montre
cependant qu’il n’y a pas de règle universelle.
Le mode de compensation dépend de la
politique énergétique des pays et des
distributeurs. Aux U.S.A. la compensation est
essentiellement en MT pour des raisons de
politique tarifaire. De façon opposée, en
Allemagne, la compensation se fait en BT car il
est logique de compenser exactement au point
de consommation d’énergie réactive.
En France :
c EDF installe des batteries fixes sur les réseaux
63 et 90 kV (batteries non fractionnées), et des
batteries en gradins (batteries fractionnées) dans
ses postes sources HT/MT sur les réseaux 10,15
et 20 kV. La puissance de ces dernières peut
atteindre 4,8 Mvar sous 20 kV.
c Les abonnés MT ou BT doivent compenser
leurs installations pour obtenir un cos ϕ au point
de raccordement au réseau supérieur ou égal à
0,928. Ce document ne traite que de la compensation en moyenne tension.
1.2 Les techniques de compensation MT
Compensation traditionnelle
Les batteries de condensateurs sont en
dérivation sur le réseau. Elles peuvent être :
c Uniques (cf. fig. 2 ).
Lorsque leur puissance réactive est faible et la
charge relativement stable.
c Multiples ou fractionnées (cf. fig. 3 ).
Ce type de compensation est communément
appelé en « gradins » (back to back en anglais).
Ce type de batterie est très utilisé par certaines
HT
grosses industries (forte puissance installée) et
les distributeurs d’énergie (EDF dans les postes
sources). II permet une régulation pas par pas
de l’énergie réactive. L’enclenchement ou le
déclenchement des gradins de condensateurs
peut être piloté par des relais de type varmétrique.
Compensations particulières
Nota : Ces systèmes sont rapidement rappelés
pour mémoire.
c Compensateurs statiques instantanés.
Dans le cas où une compensation variable et
continue est nécessaire (industries à forte charge
très variable et régulation de tension sur certains
réseaux THT) des installations alliant condensateurs, inductances variables et électronique de
puissance sont réalisées (cf. fig. 4 ).
MT
fig. 2 : batterie de condensateurs unique.
HT
MT
fig. 3 : batterie de condensateurs fractionnée.
fig. 4 : principe du compensateur statique instantané.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.5
L’ensemble est généralement composé de :
v une batterie de condensateurs fixe,
v un ensemble de filtres d’harmoniques
absorbant les harmoniques du réseau et les
harmoniques générés par l’installation ellemême (électronique de puissance),
v une inductance variable connectée par
thyristors ; cette inductance absorbe l’énergie
réactive excédentaire générée par les
condensateurs.
Pour une partie, les condensateurs peuvent être
eux-mêmes commutés par thyristor.
c Batteries séries.
Dans le cas de grands réseaux aux lignes très
longues, des batteries de condensateurs peuvent
être montées en série sur la ligne (cf. fig. 5 ). Un
tel montage permet une compensation adaptée en
permanence au besoin puisque l’énergie réactive
fournie dépend du courant circulant dans la ligne.
ligne
fig. 5 : batterie série.
De telles réalisations existent sur le continent
américain. Cette technologie n’est pas utilisée en
Europe. Un système sophistiqué de courtcircuitage est nécessaire pour éviter le claquage
des condensateurs lorsqu’un courant de courtcircuit circule dans la ligne.
1.3 Définition des symboles utilisés
Cette étude ne traite que le cas des circuits
triphasés.
Les notations sont les suivantes :
c La charge.
v C : capacité de la batterie.
v Q : puissance de la batterie
c La source.
v U : tension entre phases du réseau.
v Icc : courant de court-circuit du réseau.
v Scc : puissance de court-circuit du réseau :
( Q = U Cω =
S cc =
3 U I cc =
U
2
L 0ω
v L0 : inductance de court-circuit du
réseau.
v f : fréquence industrielle.
v ω : pulsation à fréquence industrielle.
c Les liaisons.
v L : inductance de liaison (série) avec la batterie
(cas batterie unique).
v l : inductance de liaison (série) avec chaque
gradin de la batterie (cas batterie en gradins).
v L : inductance de choc
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.6
2
3 U I capa ).
v Icapa : courant capacitif qui circule dans la
batterie.
c Les phénomènes transitoires.
v Ie : courant crête de fermeture.
v fe : fréquence propre d’oscillation de Ie.
v Sa : coefficient de surtension amont (côté
réseau) SA en p.u. = tension crête max amont en
fermeture divisée par
U 2
.
3
v Sb : coefficient de surtension aval (côté
condensateur)
c L’appareillage.
v In : courant en service continu.
v Iencl. max : courant crête maximum de fermeture.
2 Manœuvre des batteries de condensateurs
2.1 Phénomènes électriques liés à l’enclenchement
Dans ce qui suit, le condensateur à coupler au
réseau est supposé totalement déchargé. Le
condensateur C étant muni d’une résistance de
décharge R, cette hypothèse est vérifiée lorsque
le condensateur est déconnecté depuis au moins
2 à 3 constantes de temps RC. Tout couplage
intempestif avant ce délai serait dangereux. La
norme CEI 871 stipule qu’au bout de 10 minutes,
la charge résiduelle d’une batterie déconnectée
ne doit pas excéder 75 V. Si l’application
nécessite une réponse rapide de la régulation
varmétrique, des dispositifs de décharge rapide
sont à prévoir.
L’enclenchement d’une batterie de condensateurs destinée à fonctionner en dérivation sur un
réseau est accompagné d’un régime transitoire
résultant de la charge de la batterie.
Du point de vue «courant», la mise sous tension
provoque une surintensité dont l’amplitude est
fonction des caractéristiques du réseau et de la
batterie. L’enclenchement équivaut pratiquement
à établir, au point considéré, un court-circuit de
faible durée. En fait le transitoire de tension
auquel est soumis le condensateur provoque un
phénomène oscillatoire amorti du fait de
l’inductance et de la résistance du réseau.
Du point de vue tension, la charge est accompagnée de la propagation sur le réseau d’une onde
de choc. Ces phénomènes transitoires dépendent
des caractéristiques du réseau, et de l’instant de
fermeture des contacts ou du préamorçage.
Deux cas sont à envisager : batterie unique et
batterie fractionnée en plusieurs gradins.
Batterie ou condensateur unique (cf. fig. 6 )
Nota : L i L0.
On néglige donc L par rapport à L0 dans les
calculs qui suivent.
L’enclenchement d’une batterie en étoile isolée
sur un réseau (schéma de principe et courbes de
courant et de tension montrant la surintensité de
courant et les surtensions amont et aval qui
accompagnent l’enclenchement) est représenté
sur la figure 7 .
La fréquence propre des oscillations est égale à
fe =
1
2π L 0C
Les surtensions amont et aval sont égales à
SA = SB = 2 p.u.
Le courant crête de fermeture est donné par :
Ie =
C
U 2
3
L0
= I capa . 2
S cc
Q
Scc = puissance de court-circuit de la source en
MVA au point de raccordement.
Q = puissance du condensateur en Mvar.
tension réseau
SA
(surtension
amont)
SB
(surtension aval)
tension condensateur
Ie
L0
(courant crête
de fermeture)
L
courant condensateur
U
C
fe (fréquence
d'oscillation)
fig. 6 : schéma de principe de l’enclenchement d’une
batterie isolée sur le réseau.
fig. 7 : courant et tensions lors du couplage au réseau
d’une batterie isolée.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.7
Batterie fractionnée (cf. fig. 8 )
Remarque : nous ne traitons ici que le cas de
gradins tous identiques (simplicité des équations).
Les calculs sont plus compliqués dans le cas
général (voir norme CEI 56.1987 annexe BB).
Par contre, la surintensité est d’autant plus forte
que le nombre de gradins en service est
important.
Ie =
n U 2
n +1
3
C
l
= I capa 2
n fe
n +1 f
fréquence propre d’oscillation : fe =
L0
Surtension côté réseau : S A =
Côté condensateur : S A =
l
l
l
C
C
C
gradin n°1
…n
n+1
fig. 8 : schéma de principe d’une batterie fractionnée.
Lo = inductance source (liaison jeu de barres).
l = inductance de liaison série.
n = nombre de gradins en service quand on
ferme le n+1ème.
L’enclenchement d’un gradin, se faisant en
présence de condensateurs déjà sous tension,
est accompagné de deux phénomènes
transitoires superposés.
Le premier très rapide, de fréquence
1
2π L 0C
lC
p.u.
n +1
2n
p.u.
n +1
c Ces surtensions atteignant au plus deux fois la
tension du réseau ne posent généralement pas
de problèmes, tous les composants étant
capables de tenir ce niveau par construction.
c Par contre les surintensités nécessitent
souvent de définir des moyens appropriés pour
éviter d’endommager les condensateurs et
l’appareillage.
SA
tension
réseau
SB
tension
condensateur
, donc très souvent
négligeable devant l’autre (L0 très supérieur à l),
correspond à la décharge dans le réseau de
l’ensemble des batteries dont les potentiels
seront égalisés.
L’enclenchement du n+1ème gradin d’une batterie
fractionnée (schéma de principe et courbes de
courant et de tension montrant les surintensités,
les surtensions apparaissant lors de cet enclenchement en distinguant les deux phénomènes
est représenté sur la figure 9 ). A noter que la
surtension propagée au réseau SA est d’autant
plus faible que le nombre de gradins en service
est important.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.8
2π
1
,
2π lC
correspond à la décharge des condensateurs
dans le gradin enclenché ; le second, plus lent,
de fréquence
n+ 2
1
Ie
intensité
condensateur
phénomène 1
phénomène 2
fig. 9 : courant et tensions lors du couplage au réseau
d’un gradin d’une batterie fractionnée.
2.2 Phénomènes électriques liés au déclenchement
Par contre, si elle croît moins vite que la tension
de rétablissement, il y a claquage (cf. fig. 10 c ).
La norme distingue le réallumage (claquage avant
le quart de période après la coupure) phénomène
ne donnant pas lieu à une escalade de tension, du
réamorçage (claquage après le quart de période).
Dans ce cas (cf. fig. 10 d ) les phénomènes sont
similaires à ceux rencontrés lors de I’enclenchement, mais peuvent être amplifiés du fait que
l’amorçage peut avoir lieu sous une tension
égale au double de celle sous laquelle a lieu
l’enclenchement.
Lors de l’extinction de l’arc de l’appareil de
manœuvre, à un passage à zéro du courant, la
batterie séparée reste chargée à la tension crête.
Celle-ci est ensuite ramenée à zéro grâce aux
résistances de décharge qui équipent chaque
condensateur (temps : de 1 à 5 minutes).
La tension de rétablissement aux bornes de
I’interrupteur atteint donc 2 Um en une demipériode (hypothèse : temps d’arc très faible).
Si la régénération diélectrique de l’interrupteur
croît plus vite que la tension de rétablissement,
la coupure se passe normalement.
a - Schéma de principe
I
L0
a
b
Ua
Ub
C0
d - Tensions et courants en cas de réamorçage
b - Courbe courant-tension
ouverture
contacts
Ub
Ub
UM
I
oscillations
de courant
Ua
t
Ua
I
UM
oscillations
de tension
c - Phénomène de claquage
courant après
réamorçage
Uab
2 UM
claquage
courbe de
régénération
diélectrique
-3 UM
Ub après
réamorçage
ouverture
contacts
t
fig. 10 : courants et tensions au déclenchement d’une batterie.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.9
Du point de vue théorique, s’il y a plusieurs
réamorçages, on constate :
c des ondes de choc croissantes : 2 UM ; 4 UM ;
6 UM …
c des surtensions croissantes : 3 UM ; 5 UM ;
7 UM …
c des tensions de rétablissement croissantes :
2 UM ; 4 UM …
En pratique, les tensions n’augmentent pas aussi
rapidement ni d’une façon aussi régulière à
chaque réamorçage du fait qu’il n’apparaît pas
toujours lorsque la différence de tension est
maximum et que l’amortissement joue dans une
certaine mesure.
Néanmoins, les réamorçages successifs à la
coupure d’une batterie peuvent conduire à des
surtensions élevées, dangereuses pour le
réseau et les condensateurs.
Par ailleurs, les surintensités entraînées sont
proportionnelles à la différence de tension
existant avant l’amorçage entre le réseau et la
batterie. En conséquence, ces surintensités ont
des amplitudes toujours supérieures à celles
rencontrées à l’enclenchement et sont donc plus
dangereuses pour l’ensemble des matériels.
II est donc primordial d’utiliser un appareillage
de manœuvre dont la rapide régénération
diélectrique évite tout réamorçage.
2.3 Quelques ordres de grandeurs
Les surintensités à l’enclenchement sont très
variables selon les types de montage.
c Dans le cas d’une batterie unique, l’intensité
transitoire crête maximum dépend de la puissance de court-circuit au point de raccordement.
La figure 11 donne le rapport
Ie
en fonc-
I capa
tion de Scc et de la puissance de la batterie Q.
Compte tenu des installations réalisées, la
surintensité ne dépasse jamais 100 fois le
courant assigné (Icapa).
En moyenne, la surintensité est de l’ordre de 10
à 30 fois Icapa.
La fréquence propre du régime transitoire est de
300 à 1000 Hz ( fe =
1
2π L 0C
=
ω
Ie
2π 2 I capa
c Dans le cas d’une batterie fractionnée
l’intensité transitoire est beaucoup plus élevée
car l’inductance de liaison l est très faible par
rapport à l’inductance d’une source.
Sans limitation particulière (inductances
d’amortissement), la surintensité est 30 à 50 fois
plus élevée que dans le cas précédent.
Ces surintensités dépassent en général les
valeurs supportables par les matériels. Des
inductances de limitation (appelées « selfs de
choc ») sont donc nécessaires dans la majeure
partie des cas (voir § 5).
Ie
Icapa
Q = 100 kVAr
100
500
1 000
5 000
10 000
20 000
10
Scc
10
100
1 000
MVA
fig. 11 : surintensité à l’enclenchement d’une batterie unique en fonction de sa puissance et de la puissance de
court-circuit.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.10
)
3 Problèmes posés aux condensateurs et solutions
3.1 Contraintes électriques
La manœuvre des condensateurs engendre des
surintensités et des surtensions qui doivent
pouvoir être supportées par les matériels.
Si les matériels sont conçus pour supporter les
contraintes norrmales, des précautions sont
nécessaires dans le cas où les appareils de
manœuvre n’ont pas les performances
suffisantes.
Du point de vue des condensateurs
La surtension transitoire aux bornes de 2UM est
supportée normalement sans vieillissement
particulier à condition qu’elle ne soit pas répétée
plus de 1000 fois par an.
Les surintensités à l’enclenchement ne doivent
pas dépasser 100 fois le courant nominal de la
batterie de condensateurs.
Une telle surintensité peut être supportée 1000
fois par an, une surintensité de 30 fois In peut
être supportée 100 000 fois par an.
Dans le cas de surintensités supérieures, des
inductances de limitation communément
appelées selfs de choc sont mises en série avec
la ou les batteries de condensateurs.
3.2 Conception des batteries de condensateurs
Deux cas sont à considérer :
c batterie unique (cf. fig. 12 )
c batterie multiple ou en gradins (back to back)
(cf. fig. 13 ).
Batterie unique
Le matériel est en général de conception simple
car :
c la Scc du réseau n’engendre pas de
surintensités supérieures à 100,
c le nombre de manœuvres est faible puisqu’il
n’y a pas régulation d’énergie réactive.
Il n’y a donc pas en général nécessité de selfs
de choc. La batterie de condensateurs est
directement raccordée au réseau par
l’intermédiaire de son organe de protection,
choisi selon les caractéristiques de tension,
pouvoir de coupure, courant thermique (courant
capacités + 30 %).
c Ie doit être inférieur au pouvoir de fermeture de
l’appareil de protection pour le nombre de
manœuvres considéré.
Batterie en gradins
Les inductances de liaison sont généralement
très réduites entre les différentes batteries de
condensateurs. Une limitation des courants
d’enclenchement par selfs de choc en série avec
la batterie est nécessaire :
c pour ne pas dépasser les 100 Icapa admissibles
par les condensateurs,
c pour ne pas dépasser le pouvoir de fermeture
de l’appareillage.
batteries ∆ et Y
fig. 12 : batterie unique.
inductances
de choc
batteries ∆ et Y
fig. 13 : batterie en gradins.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.11
3.3 Dimensionnement thermique de l’appareillage
Cette surcharge permanente provient généralement d’harmoniques de courants de fréquences
supérieures à la fréquence industrielle.
Les condensateurs de puissance peuvent
supporter 1,3 fois leur courant assigné. Ainsi le
courant capacitif maximum assigné à 50 Hz pour
tout appareil sera égal à 0,7 fois l’intensité
nominale des appareils de manœuvre.
Un appareil est caractérisé entre autre par un
courant nominal qui correspond à une tenue
d’échauffement permanent.
Lorsque ces mêmes appareils commandent
et/ou protègent des condensateurs, il doit être
tenu compte du courant réel traversant la
batterie qui peut être supérieur au courant
assigné.
4 Problèmes posés à l’appareillage et solutions techniques
Dans l’appareillage, nous pouvons distinguer
(cf. fig. 14 ) :
c les appareils de manœuvres (interrupteurs, contacteurs) utilisés dans le cas des gradins multiples,
c les appareils de protection (disjoncteurs) qui
sont toujours utilisés dans le cas des batteries
uniques, et en fait assez souvent aussi dans les
gradins multiples.
disjoncteur
disjoncteur
interrupteur,
contacteur,
parfois disjoncteur
batterie unique
batteries en gradins
fig. 14 : appareils de manœuvre et de protection des batteries.
4.1 Problèmes posés
Les principaux problèmes qui se posent à
l’appareillage sont résumés ci-après :
fréquence élevée qu’à fréquence nominale, pour
un courant équivalent.
Courant d’enclenchement
c A fréquence nominale (50 ou 60 Hz), le
disjoncteur ne voit pas de crête de courant
pendant la période de préamorçage (< 3 ms).
c A une fréquence de l’ordre du kHz, le
disjoncteur est soumis à toute une série de
crêtes de courant pendant la période de
préamorçage : cela signifie que l’usure des
contacts est nettement plus importante à
Coupure
Les principaux phénomènes en jeu sont décrits
dans le paragraphe phénomènes électriques liés
au déclenchement (problème diélectrique avant
tout ; attention aux réamorçages).
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.12
A cela, rajoutons, au cas où il faut assurer la
fonction protection, les contraintes liées à la
coupure de courant de court-circuit.
Surcharges dues aux harmoniques
Les générateurs et récepteurs dont les circuits
magnétiques sont saturés (les convertisseurs
statiques) produisent des déformations de l’onde
de tension :
Il en découle des harmoniques de courant non
négligeables puisque, dans le cas des
condensateurs, le courant I est proportionnel à
la fréquence, soit pour l’harmonique de rang n,
et de valeur relative x %.
I = UCnω = I 50 Hz 1+(nx)
avec U = U50 Hz 1+ x
2
2
2
≈ 1+ x
2
Icapa (A)
630
400
1 250
875
2 500
1 750
3 150
2 200
fig. 15 : courant Icapa maximal fonction du courant en
service continu In.
2
Le coefficient de surcharge est
1+(nx)
In (A)
n −1
.
2
2
1+ x
Les normes UTE 127, C54.100, CEI 70, CEI 871
relatives aux condensateurs, indiquent un coefficient de surcharge de 30 % (qui correspond à
n = 5 et x = 17 %).
Si In est le courant en service continu de
l’appareil, le courant capacitif maximal à 50 Hz
qui pourra transiter est donc égal à Icapa = 0,7 In
(cf. fig. 15 ).
Endurance mécanique
L’appareillage réalisant la commande et la
protection des batteries de condensateurs doit
manœuvrer souvent plusieurs fois par jour ;
il est donc nécessaire d’avoir, outre une bonne
endurance électrique, une bonne endurance
mécanique.
4.2 Solutions Schneider
Pour répondre à tous ces problèmes, Schneider
a choisi la technique de coupure dans le SF6.
La rigidité diélectrique de ce gaz étant très
supérieure, à pression égale, à la plupart des
milieux connus, la coupure de courants capacitifs
est assurée sans réamorçage, et ceci à une
pression relative de SF6 faible (≤ 2,5 bars).
La tenue diélectrique à l’ouverture n’est pas liée
à la crête de l’intensité de fermeture précédente.
L’usure des contacts est principalement due à la
surintensité apparaissant à la fermeture (l’usure
à l’ouverture est négligeable) car elle se produit
à chaque manœuvre : c’est donc la valeur de
cette surintensité crête ainsi que le nombre de
manœuvres qu’il faut considérer pour
l’endurance électrique.
Une bonne endurance électrique est obtenue
grâce à l’emploi d’alliages de tungstène à
l’extrémité des contacts pour étincelles et
grâce à l’utilisation du SF6 avec un tamis
moléculaire qui a pour but de limiter le taux
de décomposition du gaz en coupure, à des
valeurs négligeables.
La robustesse et la simplicité du mécanisme
des appareils permettent de réaliser, en général,
5 fois plus de manœuvres que n’en exige la
norme CEI 56.1987, soit 10 000 manœuvres.
L’ensemble de la gamme d’appareils Merlin
Gerin est apte à manœuvrer les bancs de
condensateurs conformément aux normes CEI
et ANSI. Les performances sont consignées
dans les fiches techniques :
nous donnons à titre d’exemple quelques
caractéristiques (valables en 1997) de
disjoncteurs, contacteurs et interrupteurs MT en
annexe 1.
Normes CEI
La norme 56.1987 indique les modalités d’essais
pour la fermeture et la coupure de courants
capacitifs. Deux circuits d’alimentation sont
possibles :
c circuit A : Impédance telle que le courant de
court-circuit est inférieur ou égal à 10 % du
pouvoir de coupure nominal en court-circuit du
disjoncteur,
c circuit B : Impédance telle que le courant de
court-circuit est de l’ordre du pouvoir de coupure
nominal en court-circuit du disjoncteur.
Si Icapa est Ie pouvoir de coupure nominal en
courant capacitif, on distingue 4 séquences
4.3 Normes
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.13
d’essais (cf. fig. 16 ci-contre). Chaque séquence
d’essais doit comporter 10 essais (cas triphasé)
ou 12 essais (cas monophasé).
En ce qui concerne le pouvoir de fermeture des
batteries de condensateurs à gradins, la norme
CEI rappelle les méthodes de calcul des courants
d’enclenchement et indique l’ordre de grandeur de
la fréquence propre de ces courants : 2 à 5 kHz.
Norme ANSI
Documents concernés :
ANSI C 37-06 (1987), IEEE C 37-09 (1979),
IEEE C 37-12 (1979)
Définition des paramètres de cette norme :
c V : tension nominale maximale
c Isc : courant de court-circuit
c A =
I sc
I sc − I capa
séquences
circuit
d’alimentation
courant d’essai
en % de Icapa
1
A
20 à 40
2
A
supérieur à 100
3
B
20 à 40
4
B
supérieur à 100
fig. 16 : les quatre séquences d’essais selon la norme
CEI 56.
Nombre d’opérations : 24 ouvertures réparties
de la façon suivante :
c 12 O de 0° à 180° avec 2 O tous les 30°,
c 6 O avec temps d’arc 1ère phase qui coupe le
plus court (à ± 7,5°),
.
Voir figure 17 ci-dessous.
Dans chaque séquence, un amorçage est toléré
s’il n’a pas lieu au-delà d’1/3 de cycle après la
coupure (soit 5,5 ms).
c 6 O avec temps d’arc 1ère phase qui coupe le
plus long (à ± 7,5°).
Valeur de Icapa (cf. fig. 18 ).
Paramètres d’essais back to back (cf. fig. 19 ).
séquence
n° de
séquence
tension
% capa
nombre
d’opérations
banc de capacité
isolé ou câblé
1A
2V.(1+A)-1
30
24 O
banc de capacité
isolé ou câblé
1B
2V.(1+A)-1
100
24 FO
back to back
2A
2V.(1+A)-1
30
24 O
back to back
2B
2V.(1+A)-1
100
24 FO
fig. 17 : séquence d’essai selon norme ANSI.
In (A)
Icapa max (A)
disjoncteur intérieur
disjoncteur extérieur
1 200
630
400
2 000
1 000
400
3 000
1 600
400
fig. 18 : essais selon norme ANSI - valeur de Icapa fonction de In.
In ≤ 2 000 A
In = 3 000 A
disjoncteur intérieur
disjoncteur extérieur
Ie (kÂ)
fe (kHz)
Ie (kÂ)
fe (kHz)
15
≤ 2,0
20
4,2
25
1,3
20
4,2
fig. 19 : paramètres d’essais « back to back ».
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.14
Règlement EDF
Normes : NF C 64-132, interrupteurs de batteries
de gradins de condensateurs.
EDF utilise des gradins de condensateurs MT
sous enveloppe avec interrupteur intégré.
L’interrupteur Merlin-Gerin utilisé est l’ISF1.
Puissance des batteries : 4,8 Mvar soit 160 A
sous 20 kV.
EDF distingue 2 classes d’interrupteurs
(cf. fig. 20 ). Les essais peuvent être effectués :
c soit sur un même appareil, dans l’ordre du
tableau,
c soit sur deux appareils, l’un subissant les
essais d’endurance mécanique, l’autre subissant
les essais d’endurance électrique.
L’interrupteur ISF1 satisfait à la classe 2 qui
requiert 10 000 F/O en endurance électrique
( Ie = 10,2 k avec une fréquence de 4400 Hz
et Icapa = 160 A) et 10 000 F/0 en endurance
mécanique : ces essais illustrent, pour le
matériel MG à coupure dans le SF6, la parfaite
maîtrise des phénomènes électriques qui
surviennent lors de l’enclenchement et du
déclenchement des capacités sur le réseau,
ainsi que l’endurance mécanique élevée.
nombre
d’appareils
à essayer
classe
endurance
électrique
endurance
mécanique
1
1
3 000 F/O
2 000 F/O
2
5 000 F/O
5 000 F/O
1 appareil 1
5 000 F/O
2
appareil 2
2 appareil 1
endurance
électrique
endurance
mécanique
5 000 F/O
5 000 F/O
2 000 F/O
20 000 F/O
appareil 2
10 000 F/O
fig. 20 : essais pour EDF.
4.4 Tableau de choix de l’utilisation de l’appareillage moyenne tension MG
Endurance électrique (en fermeture)
Les différents essais qui ont pu être menés en
laboratoire, ainsi que les calculs théoriques
d’usure des contacts suivant la loi de Weibull
nous permettent de donner, pour chaque
appareil, le nombre de manœuvres maximal
en fonction de la valeur du courant
d’enclenchement.
La fréquence d’oscillation a peu d’influence
sur l’usure des contacts et donc sur le
comportement de l’appareil, (sauf contacteur
Rollarc 1,6 kHz maxi).
Les courbes pour chaque appareil sont
consignées en annexe n° 2, ainsi que des
références d’essais, et un tableau indiquant pour
chaque appareil :
c le courant crête correspondant à l’endurance
mécanique de l’appareil,
c le courant crête maximum et le nombre de
manœuvres correspondant.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.15
5 Calcul des courants d’enclenchement et inductances de choc
Préliminaires :
c Définition des symboles utilisés : voir § 1
page 3.
c En fonction des tensions et courants nominaux
(avec Icapa ≤ 0,7 In), du pouvoir de coupure, etc.
on suppose choisi l’appareillage pour les calculs
qui suivent.
5.1 Batterie unique
c Puissance Q = U Cω =
2
3 U I capa
c Courant crête de fermeture :
1
Ie =
x
L 0C
1
ω
3 U I cc =
S cc =
U
v 1er cas
Ie > 100 Icapa (limitation du condensateur).
S cc
I capa 2
Q
Prendre L u
2
L 0ω
avec
Lo : inductance source.
Scc : puissance de court-circuit du réseau.
c Fréquence propre d’oscillation :
fe =
c Calcul de l’inductance de choc l (qui se
rajoute à L0)
L en µH
v 2ème cas
Ie > Iencl. max courant crête, maximum de
l’appareil (indiqué en annexe 2).
Prendre L u
En général, il n’y a pas nécessité d’inductance
de choc, sauf dans le cas où Scc est élevée et Q
faible ; le courant crête doit alors être limité :
v soit pour les condensateurs ( Ie > 100 Icapa),
v soit pour l’appareillage ( Ie incompatible avec
courbes en annexes).
U en kV
SCC en MVA
Q en Mvar
1
2π L 0C
2
6
U  200 10 
−


ω  Q S cc 
avec

2Q

ω  3 I encl. max
10
6
(
)
2
−


S cc 
U
2
L en µH
U en kV
Q en Mvar
Iencl. max en kÂ.
v 3ème cas
Cumul du premier cas et du deuxième cas.
Prendre pour L la plus grande valeur trouvée.
5.2 Batterie en gradins
c n gradins (identiques) enclenchés quand on
enclenche le n+1ème.
c Puissance unitaire :
Q = U Cω =
2
3 U I capa
c Courant crête de fermeture :
Ie
=
2
Ux
3
n
C
n +1
l
=
I capa
2
n fe
n +1 f
l inductance de liaison : 0,5 µH/m est une bonne
approximation pour les barres ou câbles en MT.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.16
c Fréquence d’oscillation :
fe =
1
2π lC
Les inductances de liaison entre les différentes
batteries sont généralement très réduites
(quelques µH).
C’est pourquoi une limitation des courants
d’enclenchement par une inductance de choc en
série avec la batterie est très généralement
nécessaire (cf. fig. 21 ).
2
 n  2.10
Prendre L u 

 n +1
ω
2
U
2
Q
v 2ème cas
Ie > Iencl. max courant crête, maximum de
l’appareil (indiqué en annexe 2).
2
 n  2.10
Prendre L u 

 n +1 3ω
C
C
fig. 21 : les inductances séries limitent les courants
d’enclenchement.
c Calcul de l’inductance de choc L.
On néglige dans le calcul la valeur de I qui se
rajoute à L.
v 1er cas
Ie > 100 Icapa (limitation du condensateur).
6
Q
(I encl. max )
2
avec
n : nombre de gradins enclenchés quand on
enclenche le n+1ème,
Q : puissance batterie en Mvar,
Iencl. max : pouvoir de fermeture max de l’appareil
en kÂ,
U : tension en kV,
L : inductance de choc en µH.
v 3ème cas
Cumul premier cas + deuxième cas.
Prendre pour L la plus grande valeur trouvée.
Nota : Une page de synthèse de calculs des
courants d’enclenchement dans le cas
batterie unique et le cas batterie en gradins
est donnée en annexe 3.
5.3 Les inductances de choc
Les inductances devront être adaptées en
fonction des possibilités des fabricants et des
considérations économiques.
Installation : intérieur - extérieur.
Courant permanent nominal : 1,3 à 1,5 In .
Valeur de l’inductance : 0 + 20 %.
Tenue thermique aux surintensités
momentanées : 30 à 50 In .
Tenue électrodynamique : Icc crête au point de
raccordement.
II s’agit d’inductance dans l’air sans noyau
magnétique.
Lee valeurs les plus utilisées sont des
inductances de 50,100 ou 150 µH.
Exemple : EDF 50 µH 200 A pour 3 gradins de
4,8 Mvar sous 20 kV.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.17
6 Protection contre les surintensités
La protection contre les surintensités peut être
réalisée par un fusible ou par un disjoncteur
équipé d’une protection à temps indépendant à
double seuil.
6.1 Protection par fusible
Le courant d’enclenchement, même limité, peut
entraîner la détérioration des fusibles. Pour
déterminer le calibre du fusible, il faut calculer la
valeur crête du courant d’enclenchement,
comme indiqué précédemment, et déterminer la
constante de temps de ce courant transitoire.
La méthode est assez complexe. Elle nécessite
de connaître la résistance du réseau amont et la
résistance des fusibles. Il existe des logiciels
permettant de déterminer le calibre des fusibles.
En pratique, le calibre des fusibles est de 1,8 à
2,5 fois le courant nominal de la batterie de
condensateurs.
La protection par fusible est efficace contre les
courts-circuits sur le circuit de branchement de la
batterie au réseau.
6.2 Protection par disjoncteur
Le disjoncteur doit être équipé d’une protection à
temps indépendant, à double seuil.
Seuil bas Irb
Il protège contre les surcharges dues à un taux
d’harmoniques de tension anormalement élevé.
Il doit être réglé à 1,43 fois le courant nominal de
la batterie de condensateurs.
Irb = 1,43 Incapa.
La temporisation Tb peut être réglée à plusieurs
secondes.
En présence d’harmoniques, la protection contre
les surcharges doit mesurer la valeur efficace
vraie du courant.
Il faut bien noter à ce propos que sur un réseau,
la présence simultanée d’harmoniques et de
condensateurs est à examiner de près : le
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.18
Cahier Technique n°152, consacré aux
perturbations harmoniques, détaille ce cas de
figure qui outre une augmentation de la pollution
harmonique par résonance avec l’inductance du
réseau, peut mettre en danger les condensateurs.
Seuil haut Irh
Comme les fusibles, il protège contre les courtscircuits. Il doit être réglé à une valeur inférieure
au courant de court-circuit minimal.
Irh i 0,8 Iccb,min
Le calcul montre que la durée du courant
d’enclenchement est faible (surtout dans le cas
de batteries en gradins). Elle est inférieure à
200 ms.
La temporisation Th pourra donc être fixée à
0,2 seconde.
6.3 Protection contre les défauts internes
Lorsqu’un condensateur unitaire se met en
défaut, le courant absorbé par la branche de la
batterie concernée augmente. Par exemple, et
en supposant cet élément en court-circuit franc,
la variation est de 11% si 10 condensateurs sont
en série. Ce défaut, indétectable par les protections de surintensité peut entraîner un effet
d’avalanche qui conduit à la destruction d’autres
condensateurs unitaires, puis de la batterie.
Il existe des protections basées sur la symétrie
du schéma des batteries. A titre d’exemple,
l’assemblage dit « double étoile » est
couramment utilisé. Comme indiqué sur la
figure 22 , un relais de protection contre les
déséquilibres entre points neutres permet de
détecter la circulation d’un courant dans la
liaison entre ces deux points. La détérioration
In >
fig. 22 : batterie en double étoile.
d’éléments condensateurs provoque un
déséquilibre, et donc la circulation d’un courant
détectable.
Le seuil de réglage est donné par le
constructeur. Il dépend de la structure interne
de la batterie (association série et parallèle de
condensateurs unitaires) et de la présence ou
non de fusibles internes de protection des
condensateurs.
La temporisation est de l’ordre de quelques
dixièmes de seconde.
La présence de fusibles internes sur les
condensateurs (cf. fig. 23 ) est une amélioration
qui permet une bonne continuité de service. La
batterie assure encore sa fonction même avec
plusieurs éléments déconnectés.
fig. 23 : Condensateur avec fusibles internes,
constitué de 4 groupes en série.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.19
Annexe 1 : principales caractéristiques de l’appareillage MT
Toutes les caractéristiques à jour sont données
dans les fiches techniques. Nous en rappelons
ici quelques-unes (valables en 1997) :
Disjoncteurs (*)
Performances
en coupure
Courant en
service continu
Courant capacitif
coupé
LF1
Jusqu’à 12 kV - 31,5 kA
630 et 1250 A
400
LF2
50 kA - 7,2 kV
40 kA - 12 kV
31,5 kA - 17,5 kV
630 à 1250 A
400
LF3
Jusqu’à 50 kA - 7,2 kV
Jusqu’à 50 kA - 12 kV
Jusqu’à 34,5 kA - 17,5 kV
1250 à 3150 A
400
SF1
Jusqu’à 25 kA - 40,5 kV
630 et 1250 A
400 à 800 A
SF2
Jusqu’à 40 kA - 36 kV
2500 A
400 à 1750 A
10 kA - 7,2 kV
400 A
240 A
24 kV
200 A
160 A
Contacteur (*)
Rollarc R 400
Interrupteur pour
condensateur
ISF1
(*) Ces appareils peuvent aussi être utilisés en
interrupteur de condensateur.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.20
Annexe 2 : choix de l’appareillage MT, qualifications
Tableau de choix :
Appareil
Nbre maxi de
man. N max
Iencl. à
Nbre de man.
à Iencl. max
Iencl. max
N max - kÂ
SF1
10 000
10
3500
15
SF2
10 000
13
2000
25
LF1
10 000
13
2000
25
LF2
10 000
13
2000
25
25
Désignation
Disjoncteur
kÂ
LF3
10 000
13
2000
Contacteur
Rollarc
80 000
2
15 000
4
Interrupteur
ISF1
10 000
10
3500
15
a - tensions : 12 - 17,5 - 24 - 36 - 40,5 kV
Ienclenchement (Ie)
kÂ
➀
25
➁
15
13
10
➀
SF1
ISF1
➁
SF2
LF1
LF2
LF3
Icc ≤ 29 kA
1
1
2 000
3 000
10 000
nombre de manœuvres
b - tensions : 7,2 - 12 kV
Ienclenchement (Ie)
kÂ
fe ≤ 1,6 kHz
4
2
1,5
1
1
15 000
80 000
100 000
nombre de manœuvres
Courant d’enclenchement en fonction du nombre de manœuvres.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.21
Quelques essais de qualification :
c Endurance à la fermeture
v ISF1
Qualification en cours de l’interrupteur de
gradins de condensateurs de 4,8 Mvar classe 2
pour EDF basée sur :
- les essais de fermeture/coupure déjà réalisés
lors de la qualification de l’IFB4 (en raison de la
grande similitude des parties actives des deux
appareils, soit 10 000 F/O sous 23 kV avec
courant de fermeture 11,5 kÂ, fréquence
d’oscillation 3,4 kHz et courant d’ouverture de
160 A (rapport EDF HM51.02.201),
- les essais d’endurance mécanique, soit 20 000
fermetures/ouvertures à vide (rapport LEMT
n° M534b).
c Autres essais en fermeture/ouverture
v LF1
Essais triphasés 440 A / 12 kV
(rapport VOLTA C2200).
v LF2
- Essais triphasés 400 A / 17,5 kV
24 O à 120 A et 80 F/O 400 A
à Î = 5,6 kA et F = 500 Hz
(rapport VOLTA B3995).
- Essais monophasés de manœuvre dos à dos
de batterie de gradins de condensateurs
80 FO à 400 A
à Î = 20 kA et F = 4250 Hz
(rapport VOLTA B4004).
v LF3
- Essais triphasés 400 A / 17,5 kV
24 O à 120 A et 80 F/O à 400 A
à Î = 5,6 kA et F = 500 Hz
(rapport VOLTA B3994).
v SF1
- SF1 630 A 24 kV 16 kA
Essais triphasés 440 A / 29 kV
(rapport CESI GPS 1952 A).
- SF1 630 A 36 kV 12,5 kA
Essais triphasés 440 A / 39 kV
(rapport CESI GPS 1952 B).
- SF1 1250 A 26,4 kV 12,5 kA
Selon norme Hydro-Quebec SN-15.6a
Essais monophasés gradin unique
. 34 F/O à 1040 A / 28,4 kV
. 33 F/O à 196 A / 23,8 kV
Essais monophasés dos à dos de batterie de
gradins de condensateurs
. 24 F/O à 860 A / 27,5 kV,
Î = 20 kA, f = 4250 Hz
. 24 F/O à 184 A / 23,5 kV
rapport CESI GPS-94/011027.
- SF1 1250 A 36 kV 25 kA 50 Hz
Essais monophasés 790 A/29,1 kV
(790 A / 36 kV triphasé).
(rapport ASTA C 2125 b).
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.22
Annexe 3 : tableau de synthèse des calculs des courants
d’enclenchement
Enclenchement de batteries de condensateurs
Batterie unique
Batterie en gradins
(cas de gradins identiques)
L0
1
l
l
l
C
C
C
L0 = inductance de C/C du réseau
n gradins enclenchés quand on
Scc =
enclenche le n+1ème
3 U I cc
avec U / 3 = L 0ω I cc = U / L 0ω
l = inductance de liaison (0,5µH/m)
Q = U Cω =
Q = U Cω =
2
Puissance batterie
n+1
;
;
;
;
; ;;; ;;
C
U
2
2
2
3 I capa
3 I capa
Q = puissance de chaque gradin
1
1
L 0C
ω
Scc
2
n
C
n +1
l
Courant crête de
fermeture
Ie =
Fréquence propre
fe =
Courant crête max.
batterie
Icrête max. batt. = 100 Icapa
Icrête max. batt. = 100 Icapa
Endurance électrique
appareillage
cf. courbe annexe 2
cf. courbe annexe 2
Courant nominal
appareillage
I capa 2 = I capa 2
1
I capa
U
3
0,7
2π
n+ 2
2 p.u.
Coefficient surtension
batterie
2 p.u.
Inductance de choc
en général, pas besoin
d’inductance de choc
(sauf si Scc élevé et Q faible)
= I capa 2
n fpropre
n +1 réseau
1
Inominal u
Coefficient surtension
réseau
Calcul inductance de
choc
Ie =
fe =
2 π L 0C
Inominal u
Q
lC
I capa
0,7
p.u.
n +1
2n
p.u.
n+1
6 
2 
10 
U 
2Q
Lu
−
2
ω  3 I
Scc 


crête max
L : µH
Q : Mvar
Scc : MVA
Icrête max : k (*)
(
)
en général, besoin d’inductance de choc
6
Lu
2
2.10 Q  n 
1

 .


3 ω n +1
I crête max
(
L : µH
Q : Mvar
Icrête max : k (*)
)
2
Scc : MVA
Nota : définition des symboles utilisés : voir §1 page 6.
Icrête max est la plus petite des deux valeurs d’enclenchement suivantes :
- le courant crête maximum de la batterie (soit 100 Icapa)
- le courant crête maximum de l’appareillage Iencl. max. (cf. annexe 2 : courbes ou 2e colonne du tableau récapitulatif)
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.23
Annexe 4 : bibliographie
Normes
c ANSI C37-06 (1987)
Standard for switchgear AC High Voltage Circuit
Breakers rated on a symetrical current basis.
Preferred ratings and related capabilities.
c ANSI/IEEE C37-09 (1979)
Standard test procedure for AC High Voltage
circuit breakers rated on a symetrical current
basis.
c ANSI/IEEE C37-012 (1979)
Application guide for capacitance current
switching for AC High Voltage circuit breakers
rated on a symetrical current basis.
c CEI 56.1987
Disjoncteurs à courant alternatif à haute tension.
c CEI 871-3 (1996)
Condensateurs shunt pour réseaux à courant
alternatif de tension assignée supérieure à
1000 V. Partie 3 : protection des condensateurs
shunt et des batteries de condensateurs shunt.
c NF C 64-132
Interrupteurs tripolaires de tension assignée
24 kV destinés à la manœuvre de batteries de
gradins de condensateurs.
c SN-15.6a (déc. 1993)
Disjoncteurs à 26,4 et 28,4 kV. Spécification
technique normalisée. Hydro-Québec Canada.
Cahiers Techniques
c Les perturbations harmoniques dans les
réseaux industriels, et leur traitement,
Cahier Technique n° 152, décembre 1990 P.ROCCIA et N. QUILLON.
Ouvrages divers
c Guide de la compensation d’énergie réactive
et filtrage d’harmoniques HT/MT.
Document technique Merlin-Gerin Rectiphase.
c Electra n° 87
Spécifications concernant les essais de
manœuvres sur courant capacitif des
disjoncteurs sans résistance shunt à l’aide de
circuits d’essais synthétiques.
c Electra n° 155 (Août 1994)
Manœuvres des courants capacitifs. Etat de l’art.
Cahier Technique Schneider n° 189 / p.24