YÜKSEK GERİLİM PROBLEMLERİ-1

Yüksek Gerilimin Problemleri-

UDK: 62131: 621311.1: 6213112: 621311.4: 621. 316.1: 6213162: 621316.7: 621316.9

Nihat TAVLAN TEK

ÖZET tki bölüm olan bu yanda yüksek gerilimin önemli problemleri, bazı örneklerle verilmektedir. Bu ilk bölümde yalnızca aşın gerilimler ele alınmıştır, ikinci bölüm ise korona, demet iletken ve stabiliteyi içerecektir.

1. İŞLETME FREKANSINDA AŞIRI GERİ LİMLER

Yüksek gerilim sistemlerinde izolasyon düzeyinin saptanmasında en önemli rolü işletme frekansında aşın gerilimler oynar. Bu gerilimlerin değerleri önceden saptanıp hesaplanabilirse ve bu gerilimleri düşürebilecek tedbirler önceden belirlenebilirse, şebeke sistemi hem en iktisadi veçhesini almış, hem de maksimum işletme emniyeti sağlanmış olur.

Bilindiği gibi uzun bir hat üzerinden (200 km' nin üstünde) bir şebekeyi' besleyen santral sis-

©-<3D+

Şekli lteminde (Şekil 1) hat sonundaki kesici B açtığı taktirde hattaki ferrantieffekti ve bir de buna ilâveten hattan generatöre akan kapasitif akımlann doğurduğu gerilim düşümü nedeni

SUMMARY in this article, the important problems af high voltage transmission tines are explained \vith some particular examples. in this first part, only över voltages are considered. The second part will be about the corona and bunch conductors used (in transmisyon lines and the system stability.

ile sistemde asın gerilimler meydana gelir. Bu gerilimler hattın sonunda (B) en büyük değe rindedirler. ilerde görüleceği gibi aşın gerilim dolayısıyla izolasyonun zayıf olduğu bir noktada tek fazlı toprak kjsa devresi meydana gelmesi halinde (özellikle hatıtin sonuna yakan yerlerde) bu aşın gerilimler daha da artarlar. Zaten izolasyon seviyesinin saptanması için de bu iki halin aynı anda meydana geldiği tasavvur edilerek aşın gerilimler hesaplanır. Hesaplardan kolayca görülmektedir iki yük atma dolayısiyle doğan bu aşın gerilimler hattın uzunluğuna ve sistemin kısa devre gücüne -bağlıdır. (Kısa devre gücünden kastedilen anlam, hat üzerinden şebekeyi 'besleyen santralLann kurulu gücüdür.) Kısa devre gücü ne kadar düşük ise aşın gerilim de o nisbette yüksek değer almaktadır. Aynca ilerde tek tek ele alınacak olan, hattı besleyen generatörlerin reaktanslan, gerilim ve devir sayısı regülatörleri, yük atmadan önce sistemdeki yük dağılışı ve beslenen şebekenin kısa devre gücü aşın gerilimlerin büyüklüğüne tesir eden faktörlerdir.

Yük atma esnasında şebeke frekansındaki aşırı gerilimlerden kaçınmak için ilk akla gelen çare hattın başında ve sonundaki kesicilerin aynı anda açmasıdır. Fakat bu hal seleküf korunma yönünden uygulanmadığı gibi; uygulansa dahi röle hataları dolayısıyla her zaman kesiciler aynı anda açmayabilir.

Şebeke frekansındaki aşın gerilimleri tehlikesiz değerlere düşürmek için en uygun çare hattın uygun yerlerine paralel bobinler (reaktörler) yerleştirmektedir. Bu bobinler aynı zamanda zayıf yüklerde (örneğin geceleri) kapasitif gücü kompanse ederler. Aynca bu bobinler »vasıtası 'He. tek' fazlt :kısa .devrelerde -artık akımın kapasitif bileşeni kısmen veya tamamen kompanse edilebildiği için arkın deiyonize zamanı kısalacak ve dolayısıyla tekrar kapama (reclosing) operasyonu mümkün olabilecektir. Bobinler yük atma esnasındaki transient gerilim yükselmesini de düşürürler. Problemde kritik nokta bobin büyüklüğü ve karakteristiklerini o şekilde seçebilmelidir ki, sözü edilen şebeke için yukarda sayılan bütün özelliklerini yerine getirebilsin. Bobinlerin stabiliteye etkisi stabilite bölümünde ele alınacaktır.

Bobinlerin seçimi titiz bir etüt ister, zira bunlar lineer olmayan magnetik karakteristikli seçilmişlerse şebekede zararlı titreşimler doğururlar. Seri kondansatörlerle teçhiz edilmiş hatlarda" bu şekildeki bobinler aşın subharmonik titreşim meydana getirdikleri gibi, doymuş olarak çalışan bobin, harmonikleri nedeni ile şebekede yüksek frekanslı aşın gerilimler de doğurur. Keban sisteminde hattın başına bağlanacak bobinler 380 kV işletme gerilimine göre sipariş^--edilmişti, 'bilâhare 'enerji naklinin 405 kV ile ancak mümkün olabileceği ve hatta puant zamanlannda 420 kV ile çalışmak gerektiği tespit edildiğinden bobinlerin bu yeni işletme gerilimlerinde mıknatıslanma eğrilerinin lineer kısımlarında bir büyütme yapmadan çalıştırılmalarında ne gibi problemler doğacağı şimdiden etüt edilmesi ve tedbirlerinin alınması gereken bir .konu olarak gözüküyor.

Stabiliteyi artırma amacı ile sisteme ilâve edilen seri kondansatörler de şebeke frekansındaki aşın gerilimleri kısmen küçültürler.

Yük atmada en kritik husus iyi projedendirilmemiş şebekelerde generatörleri zati ikaza götürmesidir. Bilindiği gibi hattın kapasitif reaktansı, senkron reaktansın boyuna ve enine bileşenlerinden büyük" ise, zati ikaz söz konusu değildir; eğer boyuna senkron reaktanstan küçük fakat einen senkron reaktanstan büyük ise yavaş s'eyreden bir zati ikaz doğar ki, bu da seri çalışan ve negatif darbe ikaz!ı gerilim regülatörleri ile bertaraf edilebilir. Eğer hattın

kapasitif reaktansı enine senkron reaktanstan da küçük ise hiç bir reglaj tertibi ile zati ikazdan kaçınmak mümkün olamaz; her hal ve kârda bu duruma düşmemek için gerekli tedbirleri almak gerekir. Aksi halde hat sonundaki her kesici açmasında, hattı devreye sokmada ve hatta zayıf yüklerde çalışmada generatörler devreden çıkacaklardır.

Hat sonu kesicisi açma sonucu generatör üzerinden yük tamamen kalkacağından türbin devri artacak, yani frekans yükselecektir. (Keban' da devir % 135 değerine çıkacak). Frekansın reaktanslara etkisi, zati ikazın en kritik yönünü teşkil eder. Indüktif reaktanslar (gen, trafo reaktanslan) frekansla doğru orantılı, hattın kapasitif reaktansı jse ters orantılı olarak .değişir. Başka bir deyimle 'haltın kapasifif âamitansı frekansla doğru orantılıdır. Daha genel bir kapsamda ifade etmek içiıı, şebekenin kar pasitif reaktansı frekansın genel bir fonksiyonu [ Xc (n) ] denilebilir. Buradaki n değeri frekansın per ünit değeri, yani nominal frekansa irca edilmiş değeridir (n = l nominal frekans veya devir sayısı demektir.).

Stator direnci göz önüne alınmadan zati ikazdan kaçınmak için aşağıdaki şartlann yerine getirilmesi gerekir :

Xc (n) > n (Xd +

Xc (n) > n (Xq -f XT)

Burada

Xc (n) : Blok trafonun yüksek gerilim tarafından görülen şebekenin irca edilmiş kapasitif reaktansı.

nominal değere irca edilmiş 'frekans veya aynı anlamda devir sayısı.

irca edilmiş boyuna senkron reaktans .(nominal frekansta).

îfca edilmiş enine senkron reaktans (nominal frekansta). XT irca edilmiş trafo kaçak" reaktansı (nominal frekansta).

Eğer.blok trafo şebeke yüküne dahil edilirse, bu takdirde generatör. klemenslerinden görülen yük reaktansı:

X L (n ) = Xc (n ) - n X T Buna göre zati (2)

ikazdan kaçınma şartı XL (n) > n Xd ;

(3)

XL (n) > nXq Veya admitans seklinde

yazılırsa :

J__

XL (n) < nXd : XL (n) < nXa

(3a)

Aşağıda generatör klemenslerinden görülen yük reaktansı için XL ve trafonun yüksek, gerilini' tarafından • görülen Xc yazıldığı takdirde nominal' frekanstaki (n = 1) değerler anlaşılmaktadır.

Şimdi t (3) veya (3a) eşitsizliklerinin frekansa bağlı olarak eğrilerini çizersek, bu eğrilerin kesim noktası zati ikaz sınırını verir. Buna göre,

ı • ~ ' =±-r-^— kesim-..noktası boyuna rezonansa tekabül eden frekans değerini,

---------- = . ---- kesim noktası ise enine rezo-

XL (n)

nXq

nansa 'tekabül eden frekans değerim verir.

Klaıis Bloedt, ETZ-A dergisinin 4.9.1973 (S. 18) tarihli sayısında her halde aşağıda vereceğimiz hesap yöntemine benzer bir yolla aynı eğrileri çizmiş, yalnız yazar reaktanslar üzerinden gitmiştir. Biz burda admitanslar üzerinden yöntemi'' geliştirdik. Zira kompanzasyon bobinlerinin (reaktörlerin) etkisini hesaplamak daha kolay olduğu gibi; ayrıca —————

XL (n) değeri nominal gerilimde generatörün nominal akıma irca edilmiş yük akımını vermesi bakımından da büyük avantaj sağlıyor. Burada generatörün her hangi bir andaki yük akımını

hesaplamak için ---------- değerini, nominal

XL (n) değerine irca edilmiş gerilimle çarpmak yetecektir.

önce Şekil 2'deki tipik bir şebekeye ait frekansa bağlı admitans denklemini çıkaralım. Bundan sonra daha karmaşık olan Keban sistemi için gösterilecek yolu takip ve hesaplamak oldukça kolaylaşır.

U, = An U2 (4)

Burada boşta çalışmaya (I2 = 0), tekabül eden reaktans veya admitans :

(5)

Şimdi Şekil 2'deki şebeke sistemine göre bu

değerleri hesaplayalım. Burada blok_trafo için,

mıknatıslanma akımını ihmal etmek suretiyle,

yalnız Boyuna organlı bir dört uçlu verilmiştir,

ilk olarak. l ve 2 numaralı dört uçlular için

admitans matrisleri teşkil edilmiş olup, sonra

bunların paralel bağlanmasına tekabül eden-eşdeğer dört uçlu hesaplanmıştır.,

, ~ ~ ~ -Z

j ' ,' - -

f. ı.* ,r. ...

*~

Genel 'bir ft döFt'rü£lu montajrada' admitans

matrisi :. - - .""- •' - • > • • . -

. ;ı,- -, -

y r =y,'H- y$>;. .-^--y3 y3 — (y2 + y3)

Hatlara ait -K montajı- simetrik dört uçlu olduğundan Vj = y2 'dir. Bu demektir .'ki her biri toplam '.'kapasitif, admitansın yansı değerindedir. Bundan böyle bir hattın yan kapasitif toplam reaktansını Xc ile göstereceğiz.-

Kapasitif' reaktanslar için pozitif işaretleri seçerek ve devir sayısına, bağlılığı da göz önüne alarak 6'daki matris elemanları yerine tekabül eden değerleri koyarsak l numaralı dört uçlu :

(7)

•L

ŞekU 2. a. Şebeke b. Dört uçlularla şebeke eşdeğer şe ması c. TJ dört uçlusu

Şebeke elemanlarının dört uçluları teşkj,! edilip, bir tjjŞkım" operasyonlardan sonra (b/u esnada dört' uçluların bağlantı yönlerine dikkat etmek gerekir.) zincir matrisi formundaki eşdeğer dört- uçlu ^hesaplanabilir. Bu matristen de- toplam reaıktans -.veya'' âdmdtans "kolayca çık'îtnalaibilir'.^, Bunun için-, zincir matrisine ait denklem sistemi : - > ' • s •-.•; - ..

isliği-. 196-197

;nX,

2 numaralı dört /uçlu

-nXI _L_ n"x;.

-' nX•L2

(8)

•L2

Her •iki' hattın .-paralel - •bağlanmasına "tekabül eden eş değer uçluya ait admitans matrisi :

Y2 =

/l

----- l^r-+-^— +nH^ + !T~

11 \ XL1

XL2 /

\ XC1

XC2 /

T x~ + ~x~~

n \ XL1

(9)

Buna göre şebeke Şekil 3'deki dört uçlu sistemine indirgendi. Bu dört uçlu zinciri daha da

yapabilmek için e admdtans matrisini bir zincir matrise dönüştürmek gerekir. Dönüşüm kaidesi:

OC3-0

O-O-O

a, = all 312

-ya ı

(10)

Şekil 3.

basitleşebilir. Burada e ve 3 dört uçlularının seri bağlanabilmesi için bunlara tekabül eden zincir

"yâ"

*2. au

-|y| y..

matrislerin çarpımı gerekir. Bu operasyonu

Burada y = y,, y^ — y,2 y2,

(9)'dan zincir matrisi ae'nin (10 eşitliği) elemanları için :

1 ' İ- + -J

n XL, Xu (II)

ar, =

C1

n \xu

L/«J_ 1 \ _ / l

n\ xu + xa / ~D \xcı + ^

Dönüşümün doğruluğu için aşağıdaki denklemin gerçekleşmesi gerekir :

f1O\

Değerler yerlerine konursa görülür ki bu şart gerçekleşiyor.

Şimdi 3 numaralı dört uçlunun zincir matrisinin genel şekli :

a= (13)

Burada 3 nolu dört uçlu sadece XT boyuna reaktansdan mütesekıkil olup, diğer bütün reaktanslar sıfır değerdedir, buna göre 3 nolu dört uçlu zincir matrisi :

- --

(14)

Buna göre e ve 3 dört uçlularının seri bağlanması :

— nXT

O

I,

— y^ !

(15)

Y2I - |yj y»

iki matrisin çarpımı :

-M

l-nXTyn

(16)

Denklem (5)'den görüldüğü gibi A matrisinin sadece An ve A21 elemanlarının hesabı bizim için yctersiztir. Buna göre denklem (11) ve (16)'dan toplam zincir matrisi elemanları An ve A21 için :

RXT.|y|-y22 _

A , , - --------------------------------- , A2, -

(17)

Bunlardan toplam admitans :

Y—

IOP ~

»"ritı—ı

fe+^'j L~fe+^' '^+3^' J

(18)

Burada ikinci ve daha üst derecedeki kısımlar ihmal edilirse Şekil 2'ye ait yaklaşık çözüm;

'Ctop

(XL1+XU) Xcı

2 n (Xu + XU) (XC1+XC2) [Xu Xa+2XT (XU+XU)

(19)

Başta belirtildiği gibi bu denklemde n'ye değerler vererek çizilen kapasitif yük (toplanı admitans) eğrisinin n'ye bağlı boyuna ve enine senkron reaktans eğrilerini kestiği noktalar 'boyuna ve tenine rezonans noktalandır. Şekil 4'de eğriler yaklaşık olarak çizilmiştir.

Daha karmaşık bir durum arzeden Keban sisteminde (Şekil 5) çok yer tutan hesaplan yapmayacağız, sadece ilgilenen okuyucular için yol göstereceğiz.

MÖ XV

j)Bobın

(~l r7p\ ı 'P Km

ıi— ^ v 0 ) rf1İKV • N

-2-IMKV

Şekil 5.

İİOKm l .1

H

T 110 KV

Jr

*HK

Şekli 4.

Şekilde Keban II diye gösterilen nokta Keban santralı salt sahasından 10 'kan ilerde ikinci büyük bir şak sahasıdır. Gelecekte Karakaya, Seydişehir ve Ankara üçüncü devre hatlan bu salt sahasında Keban santralı ile bağlanacaklardır. Şimdi Ankara baralarında kesici açtığı zaman aynı anda Kayseri'deki seri /kondansatörün de devreden çıktığını kaıbul ediyorum. (Yük atmada bu operasyon şartdır.) Hatlar uzun olduğu için Kayseri-Ankara ve Kayseri-Ke-

ban devrelerinin her biri çift % dört uçlusu ile gösterilmelidir. Bobinlere ait dört uçlu tıpkı trafo gibi yalnız boyuna reaktansı havi olacaktır. Paralel hat ve 'bobinlere ait eş değer dört uçlular da hesaplanırsa sistem aşağıdaki şekle girer :

Lı0—0 o

CHZ H

D

0 -----

I

°

J

örcsfO

İJo

Di 1

0 0 »*«.,

iu_Ai'^

n '

..

S 11 J_

Bobinle

Seldi 6.

Şekil 6'de I'deM üç adet dört uçluyu, trafo ve ganeratör boyuna reaktansları birleştirerek iki dört uçluya (I) indirgemek mümkündür. Bunlardan sonra problemi basitleştirmek için yönteme bir grafik yol ilâve etmek gerekiyor. Bu nün için de I, II, III ve IV şebeke kısımlarının her birine ait admitans eğrilerini çizip bunlardan toplam eğriye geçmek en kolay yol olacaktır.

Şekil 7.

Yapılan hesaplar gösteriyor ki Keban projesinde boyuna rezonans noktası reaktörlere rağmen nominal frekans (n=l) civarında bulunuyor. Enine rezonans noktası ise n=l, 20 civarında çıkıyor; bu demektir ki tamı yük atmada devir hiç bir zaman n = l, 20'nin üstüne çıkmamalıdır. Sistem tam yük atmada % 35 devir yükselmesine (n=l,35) göre tasarımlanmış olduğuna göre bazı tedbirlerin alınması kaçınılmaz gözüküyor.

Keban sistemi için Commonwealth firmasının hazırladığı raporda (R-1087) hattın Ankara ucunda 'kesici açtığı takdirde, Keban'da trafo yüksek gerilim tarafından 465 kV ve Ankara ucunda ise 494 kV tespit edilmiş (Un = 405 kV). Bizim yaptığımız hesaplarda ise Keban trafosu yüksek gerilim tarafında 640 <kV ve Ankara ucunda" 684 kV değerleri çıkmaktadır. Her iki halde de büyük ve tehlikeli değerlere ulaşan bu gerilimlerin kabul edilir sınırlara düşürülmesi için, tedbirlerin etüdü gerekmektedir. Bu tedbirlerin başında ilk akla gelen, generatör gerilim regülatörüne bir negatif darbe ikaz organı ilâve etmektir. (Stabilite bölümünde bu konuya geniş yer vereceğiz.) Bu negatif darbe ikaz sınırını saptamak, yine bir etüt konusudur. Negatif darbe ikaz organı yanında ikaz hızının da yüksek olması gerekir. Stabilite bölümünde geniş yer vereceğimiz ikaz hızı için Alman VDE yönetmeliği normal generatörler (uzun hatlar üzerinden besleme yapmayan, dolayısıyla Stabilite problemi olmayan şehir santralleri) için a = 1,5 değerinin (a = ikaz hızı) altına düşmemesini şart koşar. Keban generatörleri için bu değerin 3 civarında olması gerekirken (hesaplar Stabilite bölümünde verilecek) a = 0,82 değerinde oluşu hem Stabilite yönünden, hem de aşın gerilimler yönünden affedilmez bir hatadır.

2. MANEVRA AŞIRI GERtLtMLERl

Aslında ilk bölümde belirtilen işletme frekansındaki aşın gerilimler de salt aşın gerilimidir. Bu 'bölümde ele alınan ise, salt manevralan sırasında meydana gelen geçici rejim aşın gerilimleridir. Bu aşın gerilimler bir şebeke frekansındaki aşın gerilim ve bir de transient (geçici) aşın gerilimin superpozesinden meydana gelir.

En -kritik kesici aşın gerilimleri kısa devre

arızalarında, faz oppozisyonlannda, 'küçük

endüktif akımların açmalarında ve uzun kapasitif çalışan hatların açma ve kapamalannda

kendini gösterebilir, örneğin bir kısa devrede

şebâke empedansı tamamen endüktif bir karak

ter gösterdiğinden gerilim, akımın her sıfır

dan geçişinde maksimum değerindedir. Şimdi

kısa devre anından itibaren röle ve kesici atalet

zamanından sonra kesici kontaklan açılmaya

başlayacaktır. Bu anda kontaklar arasında ark

meydana gelecek ve daha kesici açma yapmış,

yani kısa devre akımını kesmiş sayılmayacak

tır. Çünki akım ark üzerinden -akmakta devam

edecektir.

.- :..'."

Elektrik .Mühendisliği 196-197

<ısa devre. anı

akımı

KontaWarın oyrıyna anı

keAiıklımmeınanı Kısa devre doğru akım bil eseni

Şekil 8.

Ark üzerinde oîkan akım her sıfırdan geçişte ark sönecek^ bilâhare meydana getirdiği iyonize • kanal yardımı ile tekrar oluşacaktır (geri yanmalar). Şekil 8'de görüldüğü gibi bu esnadaki ark gerilimi (UA) çok düşük değerdedir. Kesicinin yapı ve sistemine göre değişen basınçlı 'hava ve başka bir tertiple her sıfırdan geçişte arkın 'iyonize kanalını soğutup iyonlarHıiötür hale getirerek ve arkı üfleyip parçalayarak uygun bir" sıfırdan geçişten sonra bir daha arkın' teşekkülüne mani olunur. Bu anda oldukça açılmış olan kontaklar arasında önce bir şebeke frekansında aşın gerilim ve buna ilâvelerde sönümlü titreşimli bir transient gerilim teşekkül eder. Bu kompoze gerilimin büyüklüğü şebekenin tasarımlama sekline, endüktivitesine, kapasitesine, boşta çalışmasına ve kesicinin yapısına bağlıdır. Üç fazlı açmada' ilk açan fazda bu gerilim çok daha büyük ola çaktır,. Kapasitif çalışan bir hattın açılmasında şebeke' frefcansındaki aşın gerilim en büyük değerinde olacağı için manevra aşın gerilimi de büyük değerler alacaktır.

Manevra aşın gerilimi için k=k1.k2 faktörü tarif edilmiştir; burda 'k, faktörü işletme frekansındaki âşıri gerilimin maksimum işletme gerilimine oranıdır, (örneğin, Keban'da

,_ =

nma*.V2

420. V2

kj faktörü ise maksimum transient aşın gerilimin işletme frekansındaki aşın gerilime oranı olarak (kl =

) verilir. Bu k fak-

törünün hiç bir şekilde nominal faz-toprak geriliminin 2,5 katını geçmemesi gerekir.

Manevra aşın gerilimlerini tehlikeli değerlerin altına düşürebilmek için açma ve kapamalarda kontaklar arasına paralel direnç bağlama tertipleri kullanılmaktadır. Yalnız bu direncin değerini çok dikkatli seçmek gerekir; eğer direnç kapama için büyük seçilmiş ise kapama esnasında önce düşük manevra aşın gerilimi doğar, fakat buna karşılık hemen bilâhare direncin köprülenmesi esnasında 'büyük aşın gerilimler meydana gelir. Eğer kapama direnci .küçük seçilmiş ise bu takdirde kapama sırasında oldukça büyük aşırı gerilim doğar, faıkat direnci kısa devre ederken küçük aşırı gerilim .kendini gösterir. O halde hem kapatma ve hem de direnci köprüleme sırasında aynı değerde ve minunıum aşın 'gerilim doğacak şekilde optimum bir direnç değeri hesaplamak gerekir. Keban hattı başlangıç kesicileri için bir hesaba ve analizatör etütlerine dayanmadan alınan direnç değerleri kapamada 400 fj ve açmada 4000 fi değerlerindedir. Yaptığımız hesaplarda en uygun kapama direnci değeri 200 f^ çıkmaktadır.

Yüksek gerilim şebekelerinde nakil hatuna ait izolatör sayısı ve izolatör zincirinin uzunluğu manevra aşın gerilimlerine göre seçilir (Bak: O. Z. Demiray; E. M. Dergisi, Nisan 1967). Buna göre 'bir şebekede manevra aşın gerilimlerinin duyarlıkla etüt ve saptanmasından önce nakil hattı tasanmlanır ve monte edilirse (Keban

projesinde olduğu gibi), ilerde işletmede beklenmedik süprizlerle karşılaşmamak için dua etmekten başka çare kalmaz. Bununla beraber şebeke modelini titreşim analizörlerine uygulayarak kesicinin önünde ve arkasındaki endiiktivite ve kapasitelerin doğuracağı titreşim devereleri etüt edilebilir. Bu etüt sonucu tehlikeli manevra aşın gerilimlerini önlemek amacıyla endüktivite ve kapasite değerlerinde gereken ve mümkün olabilecek değiştirmeler yapılabilir.

3. İZOLASYON KOORDİNASYONU izolasyon koordinasyonunun dış ülkeler yönetmeliklerindeki tarifi, «Elektrik tesislerinde aşırı gerilimlerin doğurduğu delinmelere mani olacak ve atlamaların ekonomik yönden tam önüne geçilemediği takdirde, hiç olmazsa zararlarım minimum değere indirecek, işletmeyi hiç -eya asgari olarak aksatacak tedbirlerin tümü» şeklindedir. Bilindiği gibi izolasyon koordinasyonu şebekede meydana gelebilecek aşın gerilimlere göre saptanır. Şebekede iki türlü aşırı gerilim meydana gelebilir; birincisi atmosferik aşın gerilimler (harici aşırı gerilimler), ikincisi ise salt manevra ve işletme frekansın-daJci aşın gerilimlerdir (dahili asın gerilimler).. Şebekedeki cihazları atmosferik aşırı gerilimlere .karşı tam izole etmek, yani materyalin izolasyonunu buna göre saptamak ekonomik olmayacağından, eskiden bir korunma düzeyi seçiliyordu. Şebekeye gelen atmosferik aşın gerilimler bu düzeye erişince, bu seviyede çalışacak şekilde seçilen parafudur -ve ark 'boynuzlan aşın gerilimi toprağa iletiyorlardı. Cihazların izolasyonu emniyet amacıyla korunma düzeyinden % 20 veya % 30 yukarda darbe dayanım düzeyi (izolasyon düzeyi) BİL dediğimiz bir düzeye göre saptanıyordu. Ayrıca maksimum dahili aşın gerilim değöri, prafudurlarm çalışma düzeyinin (korunma düzeyi) % 15 - % 20 altında olacak şekilde şak cihazları seçiliyor, şebeke projelendirilip işletiliyordu. Zira o zamanki parafudurlar şebeke frekansında veya onun bir miktar üstündeki frekanslarda aşın gerilimleri toprağa iletmek zorunda kaldıklan tak-dirde sönme akımını (müteakip akım) ikesemediklerindıen mekanik zorlanmaya maruz kalarak tahrip oluyorlardı.

tşte ülkemizdeki 154 kV ve 380 -kV şebekelerde izolasyon düzeyleri (BİL) o zamanki koşullara göre seçilmiştir ve hala aynı şekilde seçilmektedir. Halbuki 1962'de parafudurlardaki gelişmeler sonucu dahili aşın gerilimlerde de emniyetle çalışmaları sağlamış ve böylece bu gerilimlerin de parafudurlarla sınırlanması sağ-

lanmıştır. Bunun sonucunda, daha : düşük bir korunma düzeyi ve darbe dayanım (BİL) düzeyi seçerek cihaz izolasyonunda çok büyük tasarruflara gidilmesi mümkün olmuştur.

Dış ülkelerde onbeş yıl önce iki kademe düşürülmüş izolasyon düzeyi uygulamasına başlanmış ve özelikle yüksek gerilimlerde normal izolasyon düzeyinden, gereksiz masraf fikri ile tamamen kaçınılmıştır. Ülkemizde 154 kV şebekeler için 750 kV BİL düzeyi yerine, bir kademe düşürülmüş 650 kV BİL ve 380 kV şebeke için 1425 kV BİL yerine 1050 kV BİL değerlerini 1964 senesinde önermiştim. Konuya daha ayrıntılı girmeden önce 380 kV şebekede önerdiğim izolasyon düzeyi kabul edilse idi (o sırada Amerika ve Avrupa ülkeleri çoktan bu düzeye inmişlerdi), sadece trafolarda maliyette % 19, trafo (kayıplarında % 10, trafo empedanslarında % 14,8 ve trafo ağırlıklarında % 20 düşme olacaktı (Bak: Ramazan Doğramacı; E. M. Dergisi, Nisan 1966). Sadece'.trafo maliyetindeki tasarruf, Türkiye 380 kV şebekesi için yaklaşık 40 milyon TL. civarında olacaktı. Bunlara ilâveten parafudur, ölçü trafoları, reaktör ve kesici maliyetleri, taşıma masrafları düşecek; en önemlisi çelik konstrüksiyon, plan ve .temel boyutları ve izalatör sayılan düşebilecekti.

Bu ıkonu hemen ve önemle ele alınırsa 380 kV ve 154 kV şebekelerimize her yıl ilâvesi planlanan ve yapılan kısımlar için gereksiz masraflar önlenmiş olur. Mevcut 380 >kV şebeke için seçilen parafudurların karakteristikleri incelenirse, ilâve şebeke kısmı için (Karakaya, Elbistan, Seydişehir, îzmir, Seyitömer) düşürülmüş (hatta iki tam kademe = 950 kV) izolasyona gidilmesi halinde bir problem çıkmayacağı görülürse, küçümsenmeyecek yüz milyon mertebelerinde bir tasarruf sağlanmış olur.

Bıi bölümün yüksek gerilim tekniğinde özel bir önemi olduğu yukanki açıklamada görülmektedir. Bu nedenle konuyu önceki bölümlerin aksine daha ayrıntılı şekilde vermeğe çalışacağız.

Harici gerilimlerde 'koordinasyon :

Cihazlann darbe dayanım düzeyi ile parafudurun garanti ettiği korunma arasındaki bağmtı :

Ut='Ce.UB.C,

(20)

Bu formülde ve bundan sonra kullanılacak değerler :

Um.= Maksimum işletme gerilimi (kV, efektif değer)

Ua = Parafudur nominal gerilimi (kV, 'efektif değer)

ND = Korunma düzeyi (kV, maksimum değer) N, = Darbe dayanım düzeyi BİL (kV, maksimum değer) düzeyiN U, = —- : îrca edilmiş dayanım düzeyiN Up = —2- : îrca edilmiş korunma

N C = —- : Korunma oranı

N, U ^ = —S- : Toprak katsayısı

Formülde Cc toprak katsayısı şebekenin yapısına bağlı olup, parafudur nominal geriliminin saptanmasını sağlar. Bir fazın toprakla temasında diğer fazlarda toprağa göre teşekkül edecek en büyük gerilimin işletme gerilimine oranı toprak katsayısını verir J-2- = a = Cc j.

\m

'n

/

Toprak katsayısı nötrü direkt topraklı şebekelerde topraklama sisteminin mükemmelliğine göre 0,7 - 0,9 arasındadır. Orhan Zeki

Demiray 1964'de 154 kV şebekeler üzerinde

yaptığı araştırmada bu değeri 0,83 olarak

saptamıştır. Keban 380 kV şebeke için bu değer 0,8'dir. Nötrü izole veya kompanse edilmiş şebekelerde toprak katsayısı l değerindedir, ilerde görüleceği üzere prafudurun nominal

geriliminin seçimi onun söndürme yeteneğine,

yani söndürme gerilimine bağlıdır. Söndürme

gerilimi yani parafudur nominal gerilimi, bir

fazda toprağa göre meydana gelebilecek en

büyük gerilime eşit olduğu takdirde, parafudur

faaliyete geçip darbeyi toprağa ilettikten sonra

şebekeden gelen >sönme (müteakip) aküm

emniyetle ilk yan peryotta söndürebilir. Buna

göre, örneğin 154 kV şebeke için parafudur

nominal gerilimi Ua = 0,83 . Um = 0,83. 1,15 . 154 = 146 kV (norm olarak 144 kV) olacaktır ve

nötrü izole şebekede Ua = l. Um ise de, uygulamada genellikle şebeke nominal gerilimine eşit değer alınır. Nötrü izole şebekelerde trafoların nötr noktalarına da parafudur

koymak gerekir. Aynı şekilde nötrü direkt top-

Elektrik Mühendisliği 196^197

raklı şebekelerde kısa devre akımını küçültmek amacıyla bütün trafoların nötr noktaları topraklanmayabilir, bu trafolar genellikle düşük izolasyonlu seçilirler ve ayrıca trafoların nötr noktalan sargı 'girişlerine oranla daha zayıf izole edilirler. Bu nedenle bu trafoların da nötr noktalarına parafudur koyulmalıdır. Yürüyen dalgalar teorisine girilirse görülür ki, hattın sonundaki bir trafonun izole nötr noktasında dalga sekiz katına çıkabilir kablo+ hat+trafb). Nötr noktasına (konacak parafudurlarm nominal gerilimi Ua = 0,6 . Um değerinde olmalıdır.

Parafudurun nominal gerilimi seçildikten sonra korunma düzeyi olarak :

NR = 2,5 . Ua alınmaktadır. Burada irca edilmiş korunma düzeyi Up = 2,5 değeri eskiden Avrupa yönetmeliklerinde 3,6 olarak veriliyordu.

Materiyalin darbe dayanım düzeyi (N,) emniyet gözeterek korunma düzeyinden (NB) bir miktar yüksek tutulur. IEC yönetmeliği korunma ora-

N nı C, = —J— için 1,2 değerini vermekte ise

^*P de, özellikle düşürülmüş izolasyon (koordinasyonlarında bunu 1,3 almak daha emniyetli ve

uygundur. Zira bazı halterde parafudurdan toprağa iletilen dalgaya rağmen artık gerilim değerinde bir dalga yoluna devam eder ve parafudur ile obje arasındaki mesafe uzun olduğu

takdirde korunma düzeyinin üstüne çıkar. Hatta

C, değeri küçükse, onun da üstüne çıkarak

objede atlama yaptığı çok görülmüştür. Bu yoluna devam eden gerilim Bergeron formülü ile

hesaplanabilir.

150a. [>kV]

(21)

Burada, S = du ~dT~ dalganın alın dikliği nötr

iletkenli havai hatlarda 500 lcV/|j,s, nötr ilötkensizlerde ise 1000 kV/[j,s değerindedir; a değeri

parafudur ile korunan obje arasındaki mesafedir (m).

Eğer parafudur topraklaması ile korunan objenin topraklaması ayrı is'e yoluna devam eden artık gerilime, prafudur toprak yayılma direncindeki (UE) ve parafudur bağlantı, iletkenlerindeki indüktif gerilim düşümleri (Uzl, U^) ilâve olur.

Seldi 9.

U = Gelen dalga zı> Uz2 = Bağlantı iletkenlerindekl gerilim UR = Parafudurlardakl gerilim UE = Toprak dlrenclndekl gerilim Re = Toprak direnci RA = Parafudur direnci

Buna göre objeyi zorlayan dalga :

Uzı UT = UR

= IR (RA +

Re)

+L Jji at

Burada L parafudur bağlantı iletkenlerinin, indüktivitesi, - aıkım yükselme hızıdır. Gödıt rülüyor ki eğer toprak direnci büyük, irtibat hatları uzun ve parafudur koruduğu objeden uzak ise, bu objenin korunması artık söz konusu olamaz. Parafudurun maksimum koruma alanı için :

N'~NP

2S v [m]

(22)

burada v = 300 m/p, s dalga yayılma hızıdır. Buna göre 150 kV zayıflatılmış izoleli şebekede :

550-432 2500

33 m.

Bu mesafeye rağmen yukarda belirtilen durumdan dolayı parafudur, koruduğu objeye mümkün olduğu kadar yakın yerleştirilmelidir, işte bu nedenlerden ötürü Ct korunma oranını 13 almak uygundur.

Toprak katsayısı Ce, parafudur nominal gerilimi Ua, irca edilmiş izolasyon düzeyi U0 ve izolasyon ıkademelenmesi C, seçildikten sonra formül 20'ye göre irca edilmiş darbe dayanım düzeyi saptanabilir, irca edilmiş darbe dayanım düzeyi eskiden 4,5 dolayındaydı. Halbuki modern parafudurlar sayesinde bu değer 1962 den itibaren 2,7 değerine düştü. Örneğin Amerika'da aynı yıllarda 245 kV şebekede 105 kV darbe dayanım düzeyinden, bunun altındaki 900 ve 850 kV kademelerini atlayarak 750 kV düzeyine ve hattâ şebekede bazı trafolar için 650 .kV düzeyine inilmiştir. Hal böyle iken, aynı ülkeye ait bir müşavir firma ülkemiz 380 kV şebekesi için niçin en üst kademe 1425 kV (hatta bazı cihazlar kesici, ayırıcı v.s. için 1550 kV) önermiş ve biz niçin kabul etmişiz?

Keban projesi için Dell firmasının verdiği parafudur karakteristikleri :

Ua = 360 kV, N = 840 kV.

O halde U =

= 2^4 olduğuna göre

840 360 irca edilmiş darbe dayanım düzeyi Ut = Ce . UD . C, = 0,8 . 2,34 . U = 2,43 , buradan darbe dayanım düzeyi Nt = Um . u, = 420 . 2,43 s 1050 kV.olabilir. Tabiidir ki parafudur karakteristikleri daha uygun seçilerek bu değer 950 kV'a indirilebilirdi. Daha önce de 'belirtildiği gibi, şebekenin genişletilmesinde bu husus dikkatle ele alınmalıdır.

Dahili aşın gerilimlerde koordinasyon : Basta belirtildiği gibi şebekeye reaktörler ilâve etmek, uygun kesiciler seçmek ve dahili aşırı gerilimlerde de rahatlıkla çalışabilen parafudurlar seçmek suretiyle bu gerilimlere hakim ojlunabilir. Avrupa Btandardlan şebeke için kabul edilebilir manevra aşın gerilimin, darbe dayanım düzeyinin 0,72 değerinde olmasını öngörmektedir. Buna göre yukarıda hesapladığımız darbe ut = 2,43 için dayanım düzeyi u = 1,76 olacaktır.

(Us = maksimum işletme gerilimi, Um irca edilmiş manevra aşın gerilimi).

Buradan maksimum manevra aşın gerilimi (transient) Usmax = 1,76 Um = 740 kV. değeriut.vT u.

nm ve k =

2,16 V2

,«™O— =•

değerinin üstüne çıkmaması gerekir.

Parafudurun manevra aşın gerilimi için çalışma gerilimi en fazla kabul edilebilir manevra aşın gerilim değerine eşit olmalıdır.

4. SONUÇ

Yazının ikinci bölümü de yayınlanınca Keban 380 kV sisteminin dünyanın en zayıf projesi olduğu iyice anlaşılacaktır. Uzun bir hat üzerinden şebekeyi besleyen relatif büyük bir santral sisteminde, şebeke santrala göre sonsuz büyük şebeke (U = sabit, n = sabit) durumu arz etmiyorsa sistem çok zayıf bir stabilite durumu gösterir. Bu demektir M, Keban her devreden çıkışta kuzeybatı ve batı şebekeleri üzerinden 500 MW kalkacağından, bu şebekelerin oturacağı kaçınılmaz olacak, yüzlerce fabrika ve bütün batı şehirleri enerjisiz -kalacaktır. Tekrar sistemi kaldırmak için önce batı şebekeleri 500 MVV'lık yük atarak kendilerini kaldanp bilâhare Aafcaıla-Keban hattının enerjiledikten sonra (Bak: Commonwealth raporu) Keban devreye sokulacaktır. (Keban boş hatta kapanamıyor). Bu duruma göre şimdi bazı santralların devreden çıkması (Sanyar, Hirfanlı v.s.) ile sarsılmayan sistem, Kebanın her devreden çıkışı ile uzun bir süre devre harici olacaktır. Eğer batı şebekelerinin kısa devre gücü ('kurulu güç) Kebanın 12-15 katı olsa idi, bu durum varit olmayacaktı. Bu durumu önlemek için ilk akla gelen çareler, sisteme bağlanacak Karakaya ve Elbistan santrallannı en kısa zamanda bitirmek ve Keban bağlantısında anzalan minimuma indirecek tedbirleri almak olacaktır. Bu tedbirler için bir yüksek gerilim araştırma enstitüsünün veya hiç olmazsa şimdilik teknik üniversitelerden, hariçten ve ilgili teşekküllerden sağlanacak elemanlardan müteşekkil bir «yüksek gerilim komisyonu» kurulması kaçınılmazdır. Almanya'da devletin ve büyük firmalarta spesiyalistlerinden müteşekkil iki enstitü 1949'da kurulmuş olup (400 kV şebeke 1956'da kurulmaya başlandı), hala da çalışma ve arastırmalanna devam etmektedir, (bunlar 400 kV-FG ve DVG dir.). Daha 1950 senelerinde Amerika'da Tidd, Fransa'da Chevilly ve ingiltere'de Leatherhead araştırma enstitüleri kurulmuştu. Elk. Müh. Odası 1965 yılında bu ihtiyacımızı görerek çözülmesi gereken problemleri bir rapor halinde TÜBiTAK'a iletmişti. Aşağıda metni verilen ve o zamanki görüşlerimize göre hazırlanan bu rapor dahi ciddiye alınıp bir araştırma gurubu kurulsa idi, şimdi Keban sistemi çok daha sağlam temellere oturmuş olurdu.

EK: BİLİMSEL BİR KOMİSYON TARAFIN-

DAN ACİLEN NETİCELENDİRİLMESİ İCAB

EDEN ELEKTRİK! PROBLEMLERİMİZ*

1. Kuzeybatı + Batı Şebekesinde, yük-frekans ayan. Bu problemin halledilmemiş olması, her yük darbesinde frekans ve gerilim sahmmlan doğurarak ya tamamen şebeke oturmasına veya kısmi yük atmalara sebeb olmaktadır. Sık sık müşterilerin ve santralların devreden çıkmasına sebebiyet vererek her sene milyonlarca zarara mucib olan bu problemin hemen halledilmesi gerekmektedir. Bu problemin halledilebilmesi için :

a) Yük-frekans probleminin teorik etüdü yapı larak tespit edilecek regülatörler sisteminin Kuzeybatı -f Batı Şebekesine tatbiki, b) Keban gurubunun Kuzeybatı Şebekesine bağlanması halinde aynı problemin tatbik sek li,

2. Termik santrallerde ısı bilançosu ve metot ları,

3. Kuzeybatı + Batı — Keban sisteminde opti mum yük dağılışı. Bu oldukça komplike olan teorik problemi üç etapda etüt etmek gerekmek tedir.

a) Hat kayıplanm nazarı-itibara almadan op timum yük dağılışı, b) Hat kayıplarını nazan itibara alarak opti mum yük dağılışı, c) Yük-frekans sistemi ile kombine optimum yük dağılışı (Bu vasıta ile büyük yük darbeleri ni dahi optimum olarak sanıtrallara dağıtmak kabil olacaktır).

4. Elektrik şebekelerimizde izolasyon koordi nasyonunun tayini. Bu mevzuunun şimdiye ka dar halledilmemiş obuası, elektrik cihazlarının (trafo, parafudur v.s. gibi) izolasyon değerle rinin seçiminde büyük kanşıklıklar doğurmak ta, büyük miktarda paraların her sene boşuna harcanmasına sebep olmaktadır ve aynı za manda şebeke arızalarına da sebebiyet ver mektedir.

5. Kuzeybatı + Baıtı şebekelerindeki reaktif yük dağılmasının etüdü ve nerelere, ne takatta faz kompansatörlerinin konulmasının tes piti. Bu problemin hal edilmemesi yüzünden

* TÜBiTAK'a 31.5.1965 tarihinde hazırlanarak iletilmiş olan rapor.

stasiyoner durumda dahi gerilim, dengesizlikleri birçok arızalar (parafudur patlamaları, tra-io arızaları v.s. gibi) meydana getirmektedir. Şebekenin bazı yerlerinde gerilim 170 kV (Un = 154 kV) üstünde, bazı yerlerinde ise 145 kV civarında çalışılmaktadır. Arıza anlarında bu gerilim dağılımı daha da kötü durumda olup şebeke oturmalarına sebebiyet vermektedir.

ikinci kademe olarak Keban sisteminin de, mezkûr sebekelelerle paralel çalışması halinde aynı problemin etüdü gerekmektedir.

6 Keban (380 kV sistemin etüdü) :

I Havai hat :

a) Demet ılletkenın etüdü, b) Ank. Gökçekaya ve istanbul'daki salt te sisleri, c) Kompanzasyon bobininin etüdü, bobinin hattın başına veya sonuna veya her iki ucuna konması hallerinin 'etüdü : Kompanzasyon bo bininin yalnız hattın kapasıtıf takatim kompanze etmek için değil, yük atma esnasında ay nı anda toprak kaçağı teşekkülü halinde aşın gerilim yükselmesini de kompanse edecek şekil de seçilmesinin etüdü.

II. Kesiciler :

a) 380 kV'luk hatta meydana gelecek işletme frekansında maksimum gerilimde gen yanma nın etüdü, b) Kontaklarda geri dönen gerilimin etüdü, c) Toprak kaçağında dinamik stabiliteyi temin için açma ve fasıla zamanlı bir kutuplu tekrar kapamanın etüdü, d) Ank. Gökçekaya ve tst.'daıki salt tesislerinde trafoların başta açılmaları (küçük ândüktif akımlarda) halinde şalter zorlanmalarının etü dü.

III. Trafolar :

a) izolasyon koordinasyonu etüdü şebeke notur noktası direkt topraklı olduğuna göre ve modern magnetik söndürücü parafudurlar da nazarı itibara alınarak minimum bir izolasyon seviyesinin tespiti yüzlerce milyon tasarruf sağlayacaktır.

b) Uygun çevirme oranının etüdü.

IV. Generatörler :

a) Generator sabitelerinin etüdü, b) Amortisman katsayısı (CD) tayini etüdü, c) Dinamik ve statik stabilite, d) Doymayı da nazarı itibara alarak yük sı nır eğrisinin tespitinin etüdü, e) Nominal yükte ikazın tespitinin etüdü, f) En uygun gerilim regülatörü tipinin seçil mesi etüdü :

1. ikaz hızının etüdü,

2. Regülatör sabiteleri vasıtası ile statik stabihtenın büyütülmesi etüdü,

3. Negatif ikaz darbesinin tespiti etüdü,

4. Kutup tekerleği açısı reglajı ile kombine halin etüdü,

5. Farklı çalışma noktalarında (farklı yük değerlerinde, farklı Coş <p'lerde) PID regülâtö rün sabitelerinin optime edilmesi etüdü.

g) 380 kV'luk hattın doğuracağı zati rezonans sınırlarının tesbiti etüdü, h) Yük atma neticesi frekansın yükselmesi sebebi ile reaktanslann değişme etüdü,

V. Türbin :

a) Hız regülatörü etüdü, 1. Devir sayjsa devresinin, cebri borunun, devir sayısı/yük değişmesi oranının, ayar büyüklüğü/yük değişmesi oranının, su basıncı/ yük değişmesi oranının ve kapalı ayar devresinin frekans transfer fonksiyonlarının teşkili etüdü, 2. Yukarıda fonksiyonların yardımı ile regülâtörün optime edilmesi, stabilite sınırının tayini (burada bütün halleri, kısmı yük halini, Türbin randımanının tesiri v.s. nazarı itibara alınarak etüdü.).

3 Regülatörün karakteristikleri meyamnda Ta yol alma zaman sabitesi (GD2), hidrolik zaman sabitesi Tn ve cebri boru değerlerinin taydni etüdü.

VI. Korunma ve dahili ihtiyaç :

a) Korunma sisteminin etüdü, b) Dahili ihtiyaç sisteminin etüdü.

Nihat Taylan Etibank, SantraJlar Şb. Etüd ve Proje Basrnüh.

(imza)

Maalesef TÜBÎTAK aracılığı ile ÎTÜ bu rapora, muhtevası Etibank'ın iç problemleridir, bizi ilgilendirmez şeklinde bir cevap vererek enerji davamızda sorumsuzluğun tipik örneğini vermiştir. Etibank o zamanlar bu problemleri çözebilecek durumda olsa idi zaten TÜBiTAK'a müracaat edilmezdi.

K'jban projesinde arıza ve devreden çıkmaları minimuma indirme amacıyla baştan beri belirtilen hususlara ilâveten :

1. Keban-Ankara hattı kesildiği an devreden çıkacak santralı tekrar kaldırmak için santrala emerjensi dieseli koması gerekir (her sant ralımızda vardır) Bu gibi hallerde kendisi ile pcnalel çalışan Hazer (31 MW) santralından yararlanma düşünülere^ bu dieseîden vaz ge çilmiş. Halbuki Keban devreden çıkınca onun la parele çalışan Hazer'in de devreden çıkaca ğı gayet normaldir; ve tekrar girmesi için Kebanla müşterek beslediği (150+31 MW) doğu şebekesinde yük atıp, kendi kalkınıp sonra Kebanı kaldırması gerekecektir. Bunun nekadar uzun bir zaman alacağı düşünülürse, dieselden vaz geçme 'kararının ne büyük 'bir hata olduğu görülür.

2. Bundan sonra kurulacak 5. ve 6. 'gurupla rın aynı zamanda senkron kompansatör ola rak çalışabilme niteliğinde olması etüdü gerek mektedir. Bu olmadığı takdirde reaktör bobini veya kondansatörlerin patlamaları halinde ha riçten bir yenisi sipariş 'edilip gelinceye kadar aylarca enerji kesilecektir. (Örneğin Kaliforniya civarında bir yaz devresinde 3 kez bobin patla mıştır).

3. Keban-Ankara hatlarından birinin devreden çıkması halinde, diğer hattan beslenmenin deva mını sağlamak ve dolayısıyla batı şebekelerinin toptan oturmasını önlemek amacıyla, otomatik olarak batı şebekelerinden kısmi yükler atacak yük atma cihazlarının Keban sistemine ilâvesi gerekir.

4. îkinci zati ikaz sınırına (enine rezonans) hiç bir zaman erisilmemesi gerektiğinden kritik hal lerde Keban-Ankara hattının başında ve sonun daki -kesicileri aynı anda açacak bir otomatik kumanda sistemi ilâvesi gerekir.

5. Sistem stabilitesini kuvvetlendirebifanek için Keban kurulu gücünün en az % 30 kadar yük çekecek sanayinin Keban civarında hemen kurulması gerekmektedir .

6 Sistemdeki tekrar kapama mekanizmaları nın ve zamanlarının çok dikkatli etüdü gerek mektedir. Sistemin bazı noktalarına tekrar ka pama mekanizması koymamak daha iyi neti ce veriyor.

7 Keban'da, Ankara'da, Gökçekaya'da ve is tanbul'da 380 kV trafolardan bazılarının nötr noktalarının topraklanması' hahnin ve bu du rumun kısa devre akımlarına etkisinin etüdü gerekir. Ankara-Gökçekaya veya Ankara-Istanbul hatlarında Ankara'ya yakın yerlerde meyc'ana gelecek kısa devrelerde Ankara haraların da gerilim, stabılite kalkacak derecede düş mekte ve Keban devreden çıkmaktadır (Bak: CESI raporu). Aynı durum Ümraniye baraları için de varittir. Bu haralarda bir kısım trafo ların r:otürleıfi topraklanmayarak 'kfısa detvre akımı düşürülebilir ve stabılite sağlanabilir.

8. Kayseri'de seri kondansatörleri civarında meydana gelecek kısa devrelerde, kondansatör lerin patlamasını önleyici .tedbirler gerekir. Kondansatörlerdeki eklatörlerde, atlama geri liminin ve çalışma zamanının saptanması; kı sa devre çeşit ve yerlerine göre stabılite bakı mından en uygun köprüleme zamanı ve titre şim etüdü gerekir.

9. Hesaplar, haıtlar için halen uygulanan ikili demet iletken yerine üçlü demet iletkenin daha uygun olduğunu göstermektedir; bundan böyle şebekenin genişletilecek kısımları için üçlü de met iletken etüdü gerekmektedir.

10. Hatların ve salt cihazlarının korona ve rahatsız edici etklllerinin (radio enterferans) etüdü; hatların civarından geçtiği köy, kasaba ve şehirlerdeki radyo, telsiz ve televizyonlara zararlarının minimuma indirilme etüdü gerek mektedir.

Görülüyor ki yukarıda önerilen (komisyonun en kısa zamanda teşkili, 'enerji sorunu ve ülke ekonomisi yönünden gereklidir. Aksi halde 380 kV sistem devreye girinci ülkemizin çok ağır bir şekilde bunun acısını çekeceğinden kuşku duyulmamahdır.