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T E C n I C O

ELECTROPORCELANA GAMMA

S.A.

Certificada ISO 9002 – ISO 14001 Boletín 43, Enero – Marzo 2002 GUÍA PARA MEJORAR EL COMPORTAMIENTO BAJO DESCARGAS TIPO RAYO DE LAS LÍNEAS AÉREAS DE DISTRIBUCIÓN ELÉCTRICA Norma IEEE std 1410

PRIMERA PARTE INTRODUCCIÓN (Esta introducción no hace parte de la guía pero sí del documento original IEEE Std 1410). La descarga tipo rayo es la mayor mayor causa de fallas de las líneas aéreas típicas de distribución. La creciente preocupación por la calidad de la energía eléctrica ha creado aún más interés en las descargas atmosféricas, y el mejoramiento de las protecciones contra las descargas tipo rayo de las líneas aéreas de distribución está siendo considerado como una forma de reducir el número de interrupciones momentáneas y las disminuciones de voltaje. La descarga atmosférica tipo rayo causa generalmente fallas temporales en las líneas aéreas de distribución. Si la falla es aclarada por un interruptor o por un conmutador, el circuito será cerrado exitosamente. En el pasado esto era aceptable – pero ahora con la proliferación de cargas sensitivas, las interrupciones momentáneas son la mayor preocupación.

Las descargas atmosféricas tipo rayo pueden causar también fallas permanentes. Se cree que de las fallas causadas por descargas atmosféricas el 5% al 10% causan daño permanente al equipo (el proyecto EPRI 2542-1 ver [B22] reporta 9%). Fallas temporales pueden causar interrupciones permanentes si la falla es aclarada por un elemento de protección de un disparo, tal como un fusible. Estimar el comportamiento a las descargas tipo rayo de una línea de distribución tiene mucha incertidumbre. Algunos de los puntos básicos tales como la intensidad de descargas medida por la densidad de rayos a tierra ,DRT (GFD: Ground flash density), o estimar el número de descargas a una línea puede tener errores muy significativos. Muchas veces, estimaciones preliminares o prácticas generalmente aceptadas son tan efectivas como cálculos muy detallados. Esta guía trata de presentar estimaciones más acordes de fallas causadas por descargas tipo rayo. El objetivo de esta guía es proveer los datos aproximados de las fallas causadas por descargas tipo rayo y la efectividad de varias opciones de mejoramiento. Los datos aproximados usando esta guía pueden ser utilizados para comparar protección mejorada para descargas tipo rayo

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con otros métodos de mejoramiento de la confiabilidad del sistema y de la calidad de la energía tales como los programas de corte de ramas de los árboles o esquemas de protección mejorados tales como el uso de equipos de recierre o seccionadores. Esta guía también será útil en la evaluación de las normas de diseño.

1.2. Propósito El propósito de esta guía consiste en presentar alternativas para reducir los flameos causados por las descargas tipo rayo en las líneas aéreas de distribución.

2. REFERENCIAS 1. RESUMEN Esta guía de diseño contiene información sobre los métodos para mejorar el comportamiento bajo descargas tipo rayo de las líneas aéreas de distribución. Esta guía reconoce que no existe un diseño de línea perfecto, y que se deben hacer una serie de compromisos en cada diseño de línea de distribución. Mientras que algunos parámetros tales como el voltaje, el trazado, y la capacidad pueden ser predeterminados, otras decisiones son tomadas a discreción del diseñador. El diseñador o proyectista puede ejercer control sobre el material y la geometría de la estructura, el apantallamiento y los sistemas de protección, la cantidad de aislamiento, el sistema de puestas a tierra, y la colocación de pararrayos. Esta guía ayudará al diseñador de líneas de distribución a optimizar el diseño de la línea a la luz de las consideraciones costo - beneficio. 1.1. Alcance Esta guía identificará los factores que contribuyen a las fallas causadas por descargas tipo rayo en líneas aéreas de distribución y sugerirá mejoras a las construcciones existentes y a las nuevas. Esta guía está limitada a la protección de líneas de distribución para sistemas de tensión hasta de 69 kV. Consideraciones sobre protección de equipos están cubiertas en la IEEE Std C62.22-1991. (1)

Esta guía será utilizada conjuntamente con las siguientes normas. Cuando estas normas sean reemplazadas por una nueva revisión aprobada, deberá aplicar dicha revisión. Estas referencias se actualizarán automáticamente durante el proceso de edición. (*)

3. DEFINICIONES 3.1. Flameo inverso (descarga tipo rayo): Un flameo del aislamiento resultante de una descarga tipo rayo a una parte de la red o de la instalación eléctrica que está normalmente a un potencial tierra. 3.2. Nivel básico de aislamiento al impulso, NBA (BIL) (Tensión nominal de prueba de impulso): Resistencia al aislamiento de impulso de referencia expresada en términos del valor cresta de la tensión soportada de una onda estándar completa de tensión de impulso. 3.3. Voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC (CFO) (aisladores): El valor cresta de la onda de impulso que, bajo condiciones especificadas, causa flameo a través del medio que lo rodea en el 50% de las aplicaciones. 3.4. Descarga directa: Una descarga directa tipo rayo a cualquier parte de la red o instalación eléctrica. 3.5. Línea de distribución: Líneas de energía eléctrica que distribuyen energía desde una subestación de suministro principal a los usuarios, generalmente a tensiones de

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34.5 kV o menos. Esta guía aplica a tensiones iguales o menores a 69 kV. 3.6. Flameo (general): Una descarga disruptiva a través del aire alrededor o sobre la superficie de un aislante sólido o líquido, entre partes de diferente potencial o polaridad, producido por la aplicación de un voltaje en el cual la trayectoria del arco llega a estar lo suficientemente ionizada para mantener un arco eléctrico. 3.7. Electrodo a tierra: Un conductor o un grupo de conductores en contacto íntimo con tierra con el fin de suministrar una conexión a tierra. 3.8. Densidad de descargas tipo rayo a tierra, DRT (GFD) (Ng): El número promedio de descargas tipo rayo por unidad de área por unidad de tiempo en una ubicación particular. 3.9. Aislador tensor: Un elemento aislante, generalmente de forma elongada, con huecos o ranuras transversales, cuya finalidad es aislar dos secciones de una retenida o de proveer aislamiento entre la estructura y el artificio de sujeción y también de proveer protección en el caso de una falla de los cables. Los aisladores de porcelana tipo tensor o tipo retenida están diseñados para someter la porcelana a esfuerzos de compresión, mientras que los aisladores de madera equipados con los herrajes apropiados son utilizados generalmente en esfuerzos de tensión. 3.10. Cable tensor o de retenida: Un cable retorcido utilizado para soportar una tensión semi - flexible entre un poste o estructura y la varilla de anclaje, o entre estructuras. 3.11. Descarga indirecta: Una descarga tipo rayo que no golpea directamente ninguna parte de la red pero que induce en ella una sobretensión. 3.12. Tensión inducida (descargas tipo rayo): El voltaje o la tensión inducida en una red o en una instalación eléctrica por una descarga indirecta.

3.13. Primera descarga tipo rayo: Una descarga tipo rayo a tierra iniciada cuando la punta de un líder escalonado descendente choca con un líder ascendente desde tierra. 3.14. Subsiguiente descarga tipo rayo: Una descarga tipo rayo que puede seguir una trayectoria ya establecida por una primera descarga. 3.15. Descarga tipo rayo: La descarga completa tipo rayo compuesta normalmente de líderes desde una nube seguidos de una o más descargas de retorno. 3.16. Salida por descargas tipo rayo: Una falla de energía que viene después de un flameo por descarga tipo rayo y que resulta en una falla en el sistema de corriente, y que requiere de la operación de un dispositivo de maniobra para aclarar la falla. 3.17. Desempeño de la línea a las El descargas atmosféricas: funcionamiento de la línea expresado como el número anual de flameos por descargas tipo rayo, tomando como base una milla de circuito o una milla de línea - torre. Ver protección contra descargas directas. 3.18. Pararrayos de óxido metálico, POM (MOSA): Un pararrayos que utiliza elementos tipo válvula fabricados de óxidos metálicos con resistencias no lineales. 3.19. Cable de guarda en parte superior, CGPS (OHGW): Cable o cables de línea de tierra colocados sobre las fases conductoras con el fin de interceptar descargas directas para proteger las fases conductoras de descargas directas. Ellas pueden tener puestas a tierra directa o indirectamente a través de pequeños gaps (espacios muy pequeños). Ver protección contra descargas directas. 3.20. Ángulo de apantallamiento: El ángulo entre la línea vertical a través del cable de guarda o línea de tierra en la

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parte superior y las fases conductoras que pasan por debajo de ella. Ver protección contra descargas directas. 3.21. Cable de protección: Cables de guarda colocados cerca de los conductores de fase con los siguientes fines: a. Proteger las fases conductoras de descargas directas tipo rayo. b. Reducir los voltajes inducidos de campos electromagnéticos externos. c. Disminuir la auto - impedancia de un sistema de cable de guarda. d. Aumentar la impedancia mutua del sistema de cable de guarda a los conductores de fase protegida. 3.22. Distancia explosiva (Spark gap): Cualquier distancia corta entre dos conductores eléctricamente aislados o remotamente conectados eléctricamente uno a otro. 3.23. Pararrayos o supresor de ondas tipo rayo: Un elemento protector para limitar los picos de voltaje sobre el equipo, desviándolos a picos de corriente y retornando el equipo a su estado original. El elemento puede repetir estas funciones como se estipula.

Nota. El término pararrayos como se utiliza en esta guía se entiende que significa supresor de picos.

4. PARÁMETROS DESCARGAS (RAYOS) 4.1. Incidencia atmosféricas

de

DE LAS ATMOSFÉRICAS las

descargas

Las descargas atmosféricas ocurren durante las tempestades, las ventiscas de nieve, y otros fenómenos naturales. Sin embargo, en la mayor parte de las áreas, las tempestades son la fuente principal de las descargas atmosféricas. Las tempestades producen

descargas atmosféricas dentro de la nube, nube a nube, y nube a tierra. Las descargas atmosféricas dentro de la nube son las más frecuentes, pero las descargas atmosféricas nube a nube afectan las líneas aéreas de distribución. Durante un tormenta, las interrupciones de la energía son causadas por el viento y las descargas atmosféricas. Algunas veces se asume que interrupciones causadas por el viento, los árboles y equipo averiado, son generadas por descargas atmosféricas, lo cual hará que el número de interrupciones causadas por las descargas atmosféricas aparezca artificialmente alto. En la mayor parte de las regiones del mundo, se puede obtener una indicación de la actividad de las descargas atmosféricas a través de los datos ceráunicos (días de tormentas eléctricas por año). En la figura 1 se muestra el mapa de nivel isoceráunico del mundo. El nivel ceráunico es una indicación de la actividad regional de las descargas atmosféricas basada en cantidades promedio derivadas de los niveles de observación históricamente disponibles. Datos ceráunicos más detallados o mapas de regiones específicas del mundo se encuentran disponibles. Una descripción más detallada de la actividad de las descargas atmosféricas se puede obtener a través de los mapas de densidad de descargas a tierra, DRT (GFD map), los cuales son creados de información obtenida vía sistemas de detección de rayos. Una muestra del mapa DRT (GFD map) de los Estados Unidos de América se muestra en la figura 2. Sistemas de localización de descargas y sistemas de contadores de relámpagos han sido desplegados en Norte América y otras partes del mundo. Con suficiente experiencia, estos sistemas pueden proveer mapas detallados de densidad de descargas a tierra.

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Figura 1 – Mapa de nivel isoceráunico del mundo Figura 2 – Mapa de densidad de descargas a tierra, mapa DRT de Estados Unidos de

Los mapas DRT proveerán mucho más detalle y seguridad que los que se han tenido disponibles con datos de truenos. Sistemas de ELECTROPORCELANA GAMMA S.A. Cra 49 No 67 Sur – 680 Fax: (574) 372 56 86 – Conmutador (574) 373 86 86 Sabaneta – Colombia

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localización suministran también cantidades estimadas que son más útiles y detalladas que los datos ceráunicos. Adicionalmente, además de proporcionar la frecuencia de las descargas atmosféricas, el sistema suministra también la fecha, tiempo, localización, número de descargas, corriente estimada del pico, y polaridad. En algunas regiones del mundo, estos sistemas están próximos a completar datos suficientes (siete años como mínimo) para fines de diseño. Los mapas de densidad de descargas a tierra, mapas DRT (GFD maps) se están utilizando actualmente en el diseño de líneas de distribución, para estimar los flameos causados por las descargas atmosféricas, y para muchos otros tipos de análisis de descargas tipo rayo. La confiabilidad de una línea de distribución depende de su exposición a las descargas tipo rayo. Para determinar la exposición, el diseñador de la línea de distribución necesita conocer el número anual de descargas por unidad de área por unidad de tiempo. Esta densidad de descargas a tierra puede determinarse de varias maneras.

El promedio estimado de la densidad de descargas puede obtenerse directamente de los datos de detección de rayos de la red o de contadores de descargas. Si se dispone de datos por suficientes años, se tiene la ventaja de poder identificar variaciones regionales. Las descargas atmosféricas y las tasas de interrupciones causadas por ellas presentan una variación considerable año tras año [B31, B15]. La desviación estándar histórica por año de mediciones de actividad de descargas varía de 20% a 50% del promedio. El promedio estimado de la DRT para regiones pequeñas tales como 10x10 km presentan una desviación estándar alta de 30% a 50% del promedio. Regiones más grandes tales como 500x500 km presentan una desviación estándar más baja de 20% a 25% del promedio. En áreas de bajos niveles de actividad de descargas la desviación estándar relativa es alta.

La densidad de descargas a tierra, DRT puede estimarse del nivel ceráunico [B5] usando la ecuación (1):

Con estas desviaciones estándar tan altas, se requiere de muchos años de toma de datos para lograr un promedio estimado lo suficientemente seguro. Esto es especialmente cierto cuando usamos datos de descargas a tierra para una región localizada o tasas estimadas de interrupción causadas por descargas tipo rayo en una línea de distribución de los datos de salidas.

Ng = 0.04 Td 1.25 (descargas /km2/año) (1)

4.2. Características Eléctricas del Rayo

Donde

4.2.1. Distribuciones de la corriente pico

Td = Número de días de tormentas por año (nivel ceráunico)

Del amplio resumen de parámetros de descargas atmosféricas presentado por el Grupo de trabajo 33.01 del CIGRE (que se muestra en la tabla 1) [B5], para una primera descarga, la variación de la corriente pico del rayo, Io puede aproximarse a la distribución logarítmica normal.

Otra forma de estimar la densidad de descargas es a través de los registros de horas de tormentas [B31], como sigue Ng = 0.054 Th 1.1

(2)


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TABLA 1 - PARÁMETROS DE LA CORRIENTE DE DESCARGAS TIPO RAYO CIGRE [B51] Parámetros de distribución normal logarítmica para descargas negativas

Primera descarga

Subsiguiente descarga

β, desviación

Parámetro Mediana

β, desviación

Mediana std logarítmica

FRENTE, microsegundos td 10/90 = T 10/90/0.8 td 30/90 = T 30/90/0.6 tm = Ip/Sm

PENDIENTE, kA/microseg Sm, Máximo S10, al 10% S10/90, 10-90% S30/90, 30-90% CORRIENTE CRESTA, kA II, inicial IF, final Inicial/Final Cola, tn, microsegundos CARGA, QI , C

∫ ( I 2 dt ),

(kA) 2 Intervalo entre descargas, mseg

std logarítmica

5.63 3.83 1.28

0.576 0.553 0.611

0.75 0.67 0.308

0.921 1.013 0.708

24.3 2.6 5 7.2

0.599 0.921 0.645 0.622

39.9 18.9 15.4 20.1

0.852 1.404 0.944 0.967

27.7 31.1 0.9 77.5 4.65 0.057

0.461 0.484 0.23 0.577 0.882 1.373

11.8 12.3 0.9 30.2 0.938 0.0055

0.53 0.53 0.207 0.933 0.882 1.366

…

…

35

1.066

Descripción de los parámetros de forma de onda (ver figura 3) I 10 I 30 I 90 T 10/90 T 30/90 Sm S 10 S 10/90 S 30/90 QI

= Intercepto en el 10% de la corriente de la onda de descarga = Intercepto en el 30% de la corriente de la onda de descarga = Intercepto en el 90% de la corriente de la onda de descarga = Tiempo entre los interceptos I 10 e I 90 del frente de onda = Tiempo entre los interceptos I 30 e I 90 del frente de onda = Tan G, máxima rata de aumento de la corriente a lo largo del frente de onda = Rata instantánea de aumento de corriente en I 10 = Pendiente promedio (a través de los interceptos I 10 e I 90) = Pendiente promedio (a través de los interceptos I 30 e I 90) = Carga de impulso de la corriente de la onda de descarga


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A fin de manejar la distribución probabilística de los valores pico de corriente en una forma simple, se adopta la siguiente expresión: 1 P(Io ≥ io) = ------------------1 + (Io/31) 2.6

altos, de tal modo que la altura y la distancia de la línea de distribución a puntos de resguardo tales como árboles y edificios tendrá influencia en el comportamiento de la línea a las descargas tipo rayo.

(3)

La ecuación (3) muestra la probabilidad de la corriente pico del rayo Io, debe ser igual o mayor que un valor dado de io [kA].

5. COMPORTAMIENTO DE LÍNEAS AÉREAS DISTRIBUCIÓN A DESCARGAS TIPO RAYO

LAS DE LAS

Esta sección describe como se estima el número de flameos directos e inducidos para circuitos de distribución. Las descargas tipo rayo pueden explicar muchas de las interrupciones de energía en las líneas de distribución. Las descargas tipo rayo pueden causar flameos por a) Descargas directas b) Tensiones inducidas por descargas cercanas Descargas directas sobre líneas de distribución de energía generan flameo del aislamiento en la mayoría de los casos. Por ejemplo, un rayo tan pequeño como de 10 kA podría producir una sobretensión de cerca de 2000 kV, la cual está excesivamente distante de los niveles de sobretensión de líneas que operan hasta 69 kV. Sin embargo, la experiencia y las observaciones muestran que muchas de las salidas relacionadas con las descargas tipo rayo de las líneas de bajo aislamiento son ocasionadas por rayos que chocan con tierra en las proximidades de la línea. Muchas de las tensiones inducidas por rayos en líneas de distribución que terminan cerca de la línea son inferiores a 300 kV. Los rayos pueden ser colectados por objetos muy

Figura 3 – Descripción de los parámetros de las ondas tipo rayo 5.1. Descargas tipo rayo en líneas aéreas

5.1.1. Altura de la estructura Las descargas atmosféricas pueden tener un efecto muy significativo en la confiabilidad de una línea, especialmente si sus postes son más altos que el medio que la rodea. Muchos rayos son colectados por las estructuras más altas. La rata de colección de rayos N, en campo abierto (sin árboles o edificios en la cercanía), es estimada de acuerdo a la ecuación de Eriksson [B23]. 28 h 0.6 + b N = Ng ( ------------------ ) 10

(4)

Donde: h = Altura del poste (m) b = Ancho de la estructura (m) Ng = Densidad de descargas (rayos/km2/año) N = Rayos/100km/año


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Para la mayoría de las líneas de distribución el factor b, ancho de la estructura, es despreciable. De la ecuación (4), si la altura del poste se aumenta un 20%, la rata de rayos a la línea de distribución se incrementará en un 12%. Nótese que una línea de distribución puede colectar muchos más rayos de los que se hubieran podido predecir en el modelo 4xH, el cual fue utilizado durante varios años. En el modelo 4xH, el número de rayos colectado por la línea de distribución fue estimado por un ancho de dos veces la altura de la línea , en ambos lados de la línea.

completamente protegida contra descargas directas tipo rayo. La figura 4 muestra los medios para aproximarse a los factores de protección con objetos de varias alturas, para una línea de distribución de 10 metros de altura. Se asume que los objetos están en una línea uniforme y paralela a la línea de distribución. Se podría representar como una hilera de árboles o edificios paralela a la línea de distribución.

La exposición de la línea de distribución a las descargas tipo rayo depende de qué tanto sobresalen las estructuras por encima del terreno aledaño. Estructuras localizadas en lo alto de las montañas, cordilleras o cerros serán más vulnerables a las descargas tipo rayo que aquellas protegidas por medios naturales.

5.1.2. Protecciones por estructuras cercanas

árboles

y

Árboles y edificios pueden jugar un papel preponderante en el comportamiento de las líneas de distribución a las descargas atmosféricas. Los árboles y los edificios pueden interceptar muchas descargas tipo rayo que de otra manera pudieran caer sobre la línea. El factor de protección Sf, se define como la porción por unidad de una línea de distribución protegida por objetos cercanos. El número de descargas a la línea es entonces Ns = N(1 – Sf)

(5)

Un factor de protección de 0.0 significa que la línea de distribución está en campo abierto y que no dispone de objetos para protecciones en las cercanías, y un factor de 1.0 significa que la línea de distribución está

Figura 4 – Factores de protección por cercanía de objetos de diferentes alturas para una línea de distribución de 10 metros de altura La figura 4 puede utilizarse también para objetos que están ubicados en ambos lados de la línea de distribución si se suman los factores de protección para los lados derecho e izquierdo (si la suma de los factores de protección es mayor de uno, entonces el factor total de protección es igual a uno). Como un ejemplo, consideremos una línea aérea de distribución de 10 metros de altura con las siguientes filas de edificios en cada lado: a) Una fila de edificios de 7.5 m de altura, 30 m a la izquierda de la línea de distribución (Sf=0.23)


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b) Una fila de 15 m de altura, 40 m a la derecha de la línea de distribución (Sf = 0.4) Si la densidad de descargas a tierra DRT, es de 1 descarga/km2/año, el número de rayos directos sobre la línea aérea de distribución en campo abierto sería de 11.15 descargas/100 km/año, [de la ecuación (4)]. Con las filas de edificios se podría reducir a Ns = N(1-(Sf izquierdo + Sf derecho) = 11.15 [1 – (0.23 + 0.4)] = 4.12 descargas/100 km/año

5.2. Flameos por tensiones inducidas De acuerdo a Rusck [B45], la máxima tensión que puede ser inducida en una línea de energía en el punto más cercano al rayo puede estimarse por (7)

Donde: Io

es la altura promedio de la línea sobre el nivel de tierra

y

es la distancia más corta entre la línea y la descarga tipo rayo La ecuación (7) es utilizada para un conductor simple, infinitamente largo sobre una tierra perfectamente conductora. Un cable neutro a tierra o un cable protegido en la parte alta reducirá la tensión a través del aislamiento por un factor que depende de las puestas a tierra y de la proximidad del cable de tierra a las fases conductoras. Este factor varía típicamente entre 0.6 y 0.9.

(6)

A menos que el aislamiento de la línea de distribución esté protegido con cable de guarda o con pararrayos, todas las descargas directas tipo rayo causarán flameo sin considerar el nivel de aislamiento, el espaciamiento entre conductores, o las puestas a tierra. Por lo tanto, para estimar el número de flameos debidos a descargas directas tipo rayo, usamos la ecuación (4) para una línea de distribución en campo abierto, o las ecuaciones (4) y (5) para una línea parcialmente protegida. Se asume que todos los flameos causarán fallas en los circuitos de distribución (ver 5.4).

Io ha Vmax = 38.8 -------y

ha

es la corriente pico de la descarga

La frecuencia de flameo por las tensiones inducidas puede aumentarse dramáticamente para los bajos niveles de aislamiento. La figura 5 presenta la frecuencia de flameo como una función del voltaje de flameo de impulso crítico VCF, (CFO) de la línea. La figura 5 muestra resultados para dos configuraciones de puestas a tierra. El circuito sin conexión a tierra no dispone de cable de neutro a tierra ni del cable protegido, tal como ocurre con el circuito de tres líneas sin puesta a tierra o el de cuatro líneas con una puesta a tierra. Los resultados para un circuito con puestas a tierra son los de un circuito con un cable neutro a tierra o un cable protegido en la parte alta. El circuito con puestas a tierra presenta muy pocos flameos para un voltaje crítico de flameo debido a que el cable de puesta a tierra reduce el esfuerzo de la tensión a través del aislamiento. Disposiciones de los circuitos sin conexión a tierra o con una puesta a tierra, sin embargo, pueden presentar mayores tendencias a presentar voltajes de flameo fase a tierra más altos que una disposición de circuito equivalente con multipuestas a tierra, debido a la falta del cable de neutro a tierra. Los valores están normalizados para una densidad de descargas, DRT (GFD) de una descarga /km2/año y una altura de la línea de distribución de 10 m. Los resultados se


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pueden escalar linealmente con respecto a la longitud y el DRT (GFD).

Figura 5 – Número de flameos de tensiones inducidas versus nivel de aislamiento de la línea de distribución, voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC en kV


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tensiones inducidas (ver 7.2). Sin embargo, esta reducción puede llegar a ser pequeña en centros rurales y suburbanos. Los resultados mostrados en la figura 5 son para una línea de distribución en campo abierto sin edificios y sin árboles en la cercanía. El número de flameos inducidos depende de la presencia de objetos cercanos que puedan proteger la línea de descargas directas. Esto puede incrementar los flameos por voltajes inducidos debido a que ocurren muchas descargas en las áreas cercanas. Como un punto de referencia, una línea de distribución en campo abierto con una altura de 10 metros y con una densidad de descargas a tierra, DRT de 1 descarga/km2/año tendrá aproximadamente 11 descargas /100 km/año debidas a descargas directas, utilizando la ecuación (4). En campo abierto, las tensiones inducidas serán un problema solamente para líneas con muy bajos niveles de aislamiento. Por ejemplo, el número de flameos por tensiones inducidas excederá el número de flameos por descargas directas para un circuito sin puestas a tierra solamente si el voltaje de flameo de impulso crítico VFIC (CFO) es inferior a 75 kV (de la figura 5). En áreas protegidas, los flameos generados por tensiones inducidas son los de mayor preocupación. Típicamente, una suposición que se utiliza para líneas de distribución es que si el voltaje de flameo de impulso crítico es mayor o igual a 300 kV los flameos por tensiones inducidas serán eliminados. Casi todas las mediciones de tensiones inducidas han sido inferiores a 300 kV, y la figura 5 indica que una línea con voltaje de flameo de impulso crítico mayor de 300 kV tendrá muy pocos flameos generados por tensiones inducidas.

6. NIVEL DE AISLAMIENTO DE LA LÍNEA DE DISTRIBUCIÓN Esta guía de diseño pretende ayudar ingeniero de diseño del sistema distribución a optimizar las capacidades los aislantes a las descargas tipo rayo en líneas aéreas de distribución. Muchas de construcciones aéreas utilizan más de material aislante para protección contra descargas atmosféricas.

al de de las las un las

(*) REFERENCIAS: IEEE StdC62.22-1991, IEEE Guide for the Application of Metal-Oxide Surge Arresters for Alternating Current Systems (ANSI).

Visítenos en nuestra página WEB: http://www.gamma.com.co Si desea cambiar la dirección electrónica, suscribir a un colega, solicitar ediciones anteriores, o borrarse de la lista de distribución envíenos un mensaje a: [email protected] Atn. Ing. Claudia Arango B.

Otro factor a considerar es que la mayoría de las líneas de distribución tienen transformadores de distribución protegidos con pararrayos, los cuales proveen algún grado de reducción de los flameos por ELECTROPORCELANA GAMMA S.A. Cra 49 No 67 Sur – 680 Fax: (574) 372 56 86 – Conmutador (574) 373 86 86 Sabaneta – Colombia

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Certificada ISO 9002 – ISO 14001

S.A. Boletín 44, Abril - Junio 2002

GUÍA PARA MEJORAR EL COMPORTAMIENTO BAJO DESCARGAS TIPO RAYO DE LAS LÍNEAS AÉREAS DE DISTRIBUCIÓN ELÉCTRICA Norma IEEE std 1410 Versión al español por el Ing. Adolfo Cano Hencker SEGUNDA PARTE b)

6. NIVEL DE AISLAMIENTO DE LA LÍNEA DE DISTRIBUCIÓN Esta guía pretende ayudar al ingeniero de diseño a optimizar la capacidad de los aislantes ante las descargas tipo rayo en las líneas aéreas de distribución. Muchas de las construcciones aéreas utilizan más de un material aislante para protección contra las descargas atmosféricas. Los componentes más comunes utilizados en la construcción de líneas aéreas de distribución son porcelana, aire, madera, polímero y fibra de vidrio. Cada elemento tiene su propia capacidad de aislamiento. Cuando los materiales aislantes se utilizan en serie el nivel de aislamiento resultante no es la suma de los niveles asociados con los componentes individuales, sino que es algo menos que dicho valor. Los siguientes factores afectan los niveles de flameo ante descargas tipo rayo de líneas de distribución y dificultan estimar el nivel de aislamiento total: a)

Condiciones atmosféricas tales como densidad del aire, humedad, precipitación pluvial y contaminación atmosférica.

c)

Polaridad y velocidad de incremento de tensión. Factores físicos tales como forma del aislador, forma del herraje metálico, y configuración del aislador (montado verticalmente, horizontalmente o en ángulo).

Si existe madera en la trayectoria de descarga del rayo, el efecto del rayo sobre la capacidad de aislamiento puede ser muy variable dependiendo principalmente de la humedad en la superficie de la madera. La capacidad de aislamiento depende en un menor grado de las dimensiones físicas de la madera. Aunque el ingeniero de diseño deba estar más familiarizado con el nivel básico de aislamiento, NBA (BIL), de una combinación dada de materiales aislantes, los resultados de esta guía están dados en términos del voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC (CFO), de estas combinaciones. El voltaje de flameo de impulso crítico se define como el nivel de tensión al cual estadísticamente existe el 50% de probabilidad de flameo. Este valor es un punto definible en el laboratorio. Si se asume que los datos de flameo presentan una distribución de Gauss, entonces cualquier probabilidad específica de no flameo puede calcularse a partir del voltaje de flameo de impulso crítico y de la desviación estándar.


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Una vez que se tuvieron disponibles todos los datos de laboratorio, se estudiaron varios métodos tratando de desarrollar un procedimiento para determinar el voltaje de flameo de impulso crítico esperado, VFIC (CFO), de una combinación de componentes dados. La aproximación de “capacidad de aislamiento - aditiva” puede ser la más práctica. Este método fue adoptado de un procedimiento similar utilizado anteriormente en el diseño de líneas de transmisión pero ha sido ampliado en su aplicación a múltiples componentes aislantes usados en la construcción de líneas de distribución. El método utiliza el voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC, del elemento aislante básico o primario y agrega a este valor los incrementos en VFIC ofrecidos por los componentes adicionados, (teniendo siempre presente que la capacidad de aislamiento aditiva es siempre menor que la de un elemento simple adicionado).

6.1. Voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC, de un aislamiento combinado Desde tiempos lejanos los ingenieros electricistas han estado construyendo líneas de distribución utilizando crucetas y postes de madera en serie con aisladores básicos para aumentar la resistencia al impulso tipo rayo del aislamiento de la línea de distribución. A comienzos de 1930, se presentaron una gran cantidad de documentos donde los aisladores fueron ensayados en combinación con madera. Apareció una pregunta acerca de cuanto voltaje de aislamiento ante descargas tipo rayo agregaba la madera al aislamiento primario (el aislador). Una respuesta parcial llegó después de investigaciones en muchos laboratorios, y los resultados fueron publicados en las décadas de 1940 y 1950 [B12]. Un resumen general de los trabajos

previos sobre voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC, fue presentado en el Reporte del Comité de AIEE de 1950 y en un nuevo reporte en 1956, sin embargo, estos resultados tenían aplicación principalmente en líneas de transmisión y no en la construcción de líneas de distribución. En las líneas aéreas de distribución, el aislamiento más débil está generalmente en una estructura del poste más que entre conductores a través del aire. Más recientemente, las investigaciones sobre combinaciones de multi - dieléctricos utilizados en sistemas de energía eléctrica han continuado, estas investigaciones tienen que ver con líneas de distribución y de transmisión y los niveles de voltaje que soporta la madera cuando se somete a impulsos tipo rayo, tipo maniobra y frente de onda escarpado. Últimamente, han sido introducidos a las líneas de distribución aisladores poliméricos y crucetas de fibra de vidrio.

6.2. Determinación del VFIC de estructuras con aislamiento en serie Los estudios han indicado que un (1) metro de madera o de fibra de vidrio agregan aproximadamente 330 – 500 kV a la resistencia al impulso del aislamiento total. Para longitudes superiores, la capacidad de aislamiento tipo rayo de la cruceta de madera o de fibra de vidrio y la combinación con el aislador están determinadas principalmente por la sola cruceta de madera o de fibra de vidrio. El aislamiento de voltaje alterno se obtiene para el aislador solo y la cruceta de madera o de fibra de vidrio se considera como aislamiento adicional para voltaje de descarga tipo rayo. Cuando la trayectoria de descarga tipo rayo a tierra no incluye una cruceta de madera o de fibra de vidrio, pero envuelve dos o más tipos de aisladores en serie, el VFIC de la


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combinación no se obtiene simplemente sumando los VFIC individuales de los componentes. Los VFIC de estos aislamientos combinados son controlados por un número de factores diferentes, cada uno de los cuales requiere un análisis individual. Hoy en día, existen muchas diferentes combinaciones y configuraciones utilizadas por las compañías operadoras.

componente básico más el VFIC adicionado por el segundo componente. El VFIC total calculado para dos componentes es: VFICT = VFIC aislador + VFICadic.2°comp

(8)

Donde: El método del VFIC – aditivo extendido puede usarse para estimar el VFIC de una estructura de distribución: a) b)

Determinando la contribución de cada componente individual del aislamiento al VFIC total de la combinación. Estimando el VFIC total de la combinación, conociendo el VFIC de los componentes aislantes.

Esto puede hacerse utilizando tablas y curvas que muestren los datos experimentales disponibles y utilizando estos datos para relacionar el efecto de un material adicionado a otro. Este procedimiento considera válidos los datos característicos del VFIC del aislamiento base y un grupo adicional de datos dados como el VFIC adicionado por un componente específico. En aquellas configuraciones en las cuales aparecen dos componentes, el VFIC de la combinación es mucho más bajo que la suma de los VFIC individuales. El aislador se considera como el aislamiento primario o aislamiento básico.

VFIC aislador = VFIC del componente primario VFICadic.2°comp = VFIC adicionado por el segundo componente El VFIC total calculado para tres o más componentes es: VFICT = VFIC aisl + VFICadic.2°comp + VFICadic.3°comp + VFICadic.n°comp (9) Donde: VFICadic.3°comp

=

VFIC adicionado por el tercer componente

VFICadic.n°comp = VFIC adicionado por el enésimo componente Los valores de VFIC individual y el adicionado de los componentes más utilizados en distribución están dados en las tablas 2 a 4.

El voltaje de flameo de impulso crítico, VFIC, obtenido por configuraciones consistentes de dos componentes se calcula como el VFIC del


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TABLA 2 - VFIC del aislamiento primario (aislador) Aisladores ANSI 55-4 Tipo Espiga ANSI 55-5 ANSI 55-6 Porcelana 1 . 10.2 cm (4") tipo suspensión 2. 10.2 cm (4") 3. 10.2 cm (4") Aislamiento Aire Poste de madera Cruceta de madera Poste integral de fibra de vidrio

kV 105 120 140 75 165 250 kV/m 600 330 360 500

TABLA 3 - VFIC adicionado a segundos componentes (VFIC ad. 2° comp) Segundo componente Cruceta de madera Cruceta de madera Cruceta de madera Poste de madera Poste de madera Cruceta de fibra de vidrio Poste integral de fibra de vidrio

Con primer componente de Aislador tipo pin vertical Aislador de suspensión vertical Aislador de suspensión horizontal Aislador tipo pin vertical Aislador tipo suspensión Aislador Aislador

kV/m 250 160 295 235 90 250 315

TABLA 4 - VFIC adicionado a terceros componentes (VFIC ad. 3° comp)

Poste de madera Poste integral de fibra de vidrio

kV/m 65 200

Notas (para tablas 2 - 4) 1- Todos los valores son para VFIC en húmedo. 2- Los valores corresponden a los mínimos de polaridad positiva o negativa. 3- Los aisladores se muestran como ejemplo solamente. Para valores más exactos refiérase a los datos del fabricante.


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Los valores dados en las tablas se refieren a condiciones húmedas las cuales son recomendadas para estimar el valor de VFIC. Para valores de VFIC bajo condiciones secas suministradas por el fabricante o tomadas de pruebas de impulso de un laboratorio, multiplique el VFIC por 0.8 para obtener un valor estimado del VFIC en condiciones húmedas. El VFIC en condición húmeda está típicamente entre 0.7 y 0.9 del VFIC en condiciones secas. Para componentes no dados en la tabla 3 o en la tabla 4, el VFIC total puede ser estimado por reducciones para el segundo y tercer componente como: VFICadic.2°comp

=

0.45 VFICaislador

VFICadic.3°comp = 0.20 VFICaislador El uso del método del VFIC - aditivo extendido y las tablas dadas en esta guía darán respuesta generalmente dentro de un ± 20% de error. Estimaciones más seguras se logran con los siguientes métodos: a) Efectuar pruebas de impulso en el laboratorio de la estructura en estudio, bajo condiciones húmedas. Este método dará los resultados más seguros. b) Efectuar pruebas de impulso bajo condiciones secas y multiplicar los valores obtenidos por 0.8 para estimar el VFIC en condiciones húmedas.

6.3. Consideraciones prácticas El equipo y el conjunto de accesorios metálicos de las estructuras de distribución puede reducir drásticamente el VFIC. Este punto débil de las estructuras puede aumentar en gran parte los flameos por tensiones inducidas. Varias situaciones se describen a continuación.

Cables tensores. Los cables tensores pueden

ser un factor importante en la reducción del VFIC de la estructura. Por ventaja mecánica, los cables tensores están conectados en la parte alta del poste, en general en la vecindad de los elementos aislantes principales. Puesto que los cables tensores proveen una trayectoria a tierra, su presencia generalmente reduce el VFIC de la configuración. Los pequeños aisladores de porcelana tipo tensor que se utilizan proveen muy poco de extraaislamiento, (generalmente menos de 30 kV de VFIC). Puede utilizarse entonces un aislador tensor de fibra de vidrio para ganar una considerable capacidad de aislamiento. Un aislador tensor de fibra de vidrio tiene un VFIC de 250 kV aproximadamente. Fusibles cortacircuitos. El montaje de los

fusibles cortacircuitos es un ejemplo primario de un equipo desprotegido que puede disminuir el VFIC del poste. Para sistemas de la clase 15 kV, un fusible cortacircuitos puede tener un nivel básico de aislamiento, NBA (BIL), de 95 kV. Dependiendo de cómo esté montado el cortacircuitos, el puede reducir el VFIC de toda la estructura hasta aproximadamente 95 kV, (aproximadamente porque el nivel básico de aislamiento, NBA (BIL), de cualquier sistema aislante es siempre menor que el VFIC de dicho sistema). En postes de madera, el problema de los fusibles cortacircuitos puede ser mejorado colocando los cortacircuitos de tal manera que el brazo de montaje en el poste esté bien alejado de cualquier conductor conectado a tierra, (cables tensores, cables de guarda y cables de neutro). Esto también es válido para interruptores y otras piezas de equipo no protegidas por los pararrayos. Altura del cable de neutro. En cualquier línea

dada, la altura del cable de neutro puede ELECTROPORCELANA GAMMA S.A. Cra 49 No 67 Sur – 680 Fax: (574) 372 56 86 – Conmutador (574) 372 86 86 Sabaneta – Colombia

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variar dependiendo del equipo conectado. En postes de madera, mientras más cerca está el cable de neutro de los cables de fase, menor el VFIC. Soportes y estructuras conductoras. El uso de

estructuras de concreto y de acero en líneas aéreas de distribución está en aumento, lo cual reduce enormemente el VFIC, además, crucetas metálicas y conjuntos de accesorios metálicos se están utilizando en postes de madera. Si tales elementos metálicos están conectados a tierra, el efecto puede ser el mismo que el de tener una estructura metálica. En tales estructuras, el VFIC total es suministrado por el aislador y por lo tanto, aisladores con mayor VFIC deberán ser utilizados para compensar las pérdidas del aislamiento de la madera. Obviamente, se efectúan cambios dependiendo del comportamiento esperado a las descargas tipo rayo y otras consideraciones tales como diseño mecánico y económico. Pero es muy importante saber que dichos cambios existen. El diseñador deberá estar enterado de los efectos negativos que los elementos metálicos puedan tener en el comportamiento a las descargas tipo rayo y tratar de minimizar dichos efectos. En configuraciones con postes de madera y crucetas, pueden utilizarse brazos de madera o de fibra de vidrio para mantener buenos niveles de aislamiento. Circuitos múltiples. Los circuitos múltiples en

un poste causan generalmente un aislamiento reducido ya que se tienen distancias más estrechas entre fases y menos madera en serie. Esto es especialmente cierto en circuitos de distribución en postes de madera construidos por debajo de circuitos de transmisión. Los circuitos de transmisión tienen frecuentemente un cable de protección con una línea de tierra en cada poste. La línea de tierra puede causar reducción en el aislamiento. Pero este puede mejorarse alejando la línea de tierra del poste con espaciadores de fibra de vidrio.

Circuitos

con

espaciadores

de

cable.

Circuitos con espaciadores de cable son circuitos aéreos de distribución con espaciamientos muy reducidos. Cable cubierto y espaciadores, (15 a 40 cm), colgados de un cable mensajero proveen soporte y capacidad de aislamiento. Una configuración de espaciador de cable tendrá un VFIC fijo, generalmente en el rango de 150 – 200 kV. Debido a su relativamente bajo nivel de aislamiento, su comportamiento ante las descargas tipo rayo puede ser más bajo que el más tradicional diseño abierto. Es muy poco lo que se puede hacer para incrementar el VFIC de un diseño con espaciador de cable. Un diseño con espaciador de cable tiene la ventaja de un cable mensajero que actúa como un cable de protección. Este puede reducir algunos flameos por descargas directas. Flameos inversos ocurrirán debido al bajo nivel de aislamiento. Si se mejoran las puestas a tierra se mejora el comportamiento contra las descargas tipo rayo. Distancias explosivas (spark gaps) y unión de aislamientos. La unión de aisladores se

efectúa algunas veces para prevenir el daño causado por la descarga tipo rayo en los postes o crucetas de madera, o también se hace para prevenir la quema de la parte superior del poste de madera. Las distancias explosivas son utilizadas para prevenir el daño causado por las descargas tipo rayo en los materiales de madera, (este incluye los ensambles para protección de postes especificados por la REA). En algunas partes del mundo, las distancias explosivas (spark gaps) son utilizadas en lugar de los pararrayos para protección del equipo. Las distancias explosivas y unión de aisladores reducirán enormemente el VFIC de la estructura. De ser posible, distancias explosivas, unión de aisladores, y ensambles para protección de postes no deberían ser


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utilizados para prevenir daño de la madera. Las uniones locales de aislador – madera en la base del aislador son una mejor solución para evitar daños en la madera y quema de postes como se discute en el numeral 6.5.

Esto puede lograrse fácilmente en circuitos con altos niveles de aislamiento y grandes distancias de madera. Para esta guía, se ha hecho una suposición conservadora que todos los flameos causan fallas.

6.4. Capacidad de la madera de sofocar el arco Los postes y crucetas de madera han demostrado capacidad de sofocar el arco causado por las descargas tipo rayo y prevenir la formación de una falla de energía. La capacidad de la madera para sofocar el arco es predominantemente una función de la tensión instantánea a través del arco en el instante del flameo causado por la descarga tipo rayo. Si el voltaje está cruzando cerca de cero, es mucho más fácil que se extinga el arco sin causar una falla. Si el voltaje nominal a lo largo de la cruceta de madera se mantiene por debajo de un cierto nivel, la posibilidad de que se desarrolle la falla puede ser reducida enormemente. Si ocurren flameos múltiples, la extinción del arco es mucho menos probable (ver figura 6). La mayor parte de las líneas de distribución soportarán flameos múltiples de una descarga directa. En estructuras de distribución que tienen gradientes de voltaje RMS a través de la madera mayores de 10 kV/m de madera, la extinción del arco puede que no proporcione un beneficio significativo. Por ejemplo, una línea de distribución de 13.2 kV con 0.5 m de madera entre el aislador de fase y el cable de neutro tiene un gradiente de voltaje RMS a través de la madera de 132kV/3/0.5m = 15.2 kV/m. Para este voltaje, si los espaciamientos de madera de 1 m se logran entre todas las fases conductoras y todos los objetos con puestas a tierra en el poste, entonces la extinción del arco es un factor significativo.

Figura 6 – Probabilidad de un arco de potencia debido a un flameo por descarga tipo rayo sobre una cruceta de madera húmeda 6.5. Daño de la madera causada por descargas tipo rayo La experiencia de servicio indica que el daño a postes o crucetas debido a las descargas tipo rayo es relativamente escaso. No obstante, en áreas de alto nivel de descargas atmosféricas puede ser de importancia bajo ciertas condiciones. La probabilidad de daños debida a descargas tipo rayo depende de muchos factores, especialmente al contenido de humedad y al envejecimiento de la madera. Cuando la falla es interna en la madera y no en la superficie de la misma ocurren disrrupciones de tipo destructivo. Si la madera está verde, lo más probable es que la falla sea interna. Si los registros históricos muestran que el daño de la madera es un problema, la madera deberá protegerse por unión de aisladores. Sin embargo, esto cortocircuita la capacidad de aislamiento que provee la madera. Una mejor solución puede ser el uso de electrodos superficiales fijados cerca al aislador de pin.


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Esto puede incluir alambre enrollado, bandas, u otras extensiones metálicas colocadas cerca al aislador en la probable dirección del flameo. Esto favorece la falla cerca de la superficie en lugar de la falla interna. Medidas preventivas para daños a la madera por descargas tipo rayo reducirán también la probabilidad de quemas en la parte superior de los postes. Quemas en la parte superior de los postes son el resultado de arcos de corrientes de fuga en la superficie de separación metal - madera [B42, B15]. Unión local, utilizando bandas o alambre enrollado, servirán de puente en aquellos puntos en los cuales la chispa está más propicia a iniciarse por los pobres contactos metal – madera. Esto es preferible a unir completamente los aisladores (ver 6.3, último párrafo).

7. PROTECCIÓN CON CABLE DE GUARDA DE LÍNEAS DE DISTRIBUCIÓN Los cables de guarda son conductores conectados a tierra y colocados sobre los conductores de fase para interceptar las descargas tipo rayo las cuales podrían caer directamente sobre las fases. La corriente de la descarga tipo rayo es desviada a tierra a través de una línea de tierra en el poste. Para que sea efectivo, el cable de guarda deberá tener su puesta a tierra en cada poste. La corriente de la onda de descarga tipo rayo que fluye a través de la impedancia a tierra del poste causa un aumento de potencial que da como resultado una gran diferencia de potencial entre la línea de tierra y los conductores de fase. La diferencia de potencial puede generar un flameo inverso a través del aislamiento de la línea de tierra a uno de los conductores de fase. El fenómeno del flameo inverso es una exigencia sustancial para la efectividad del cable de guarda en aplicaciones de la línea de

distribución. Los cables de guarda proveerán una protección efectiva solamente si: a) Se utilizan buenas prácticas de diseño del aislamiento para proveer suficiente VFIC entre la línea de tierra y los conductores de fase. b) Se obtienen bajas resistencias a tierra en el poste. La figura 5 puede ser usada para estimar el número de flameos inducidos para un diseño de cable de guarda. Para circuitos de distribución de tres fases, agregar el cable de guarda reducirá el número de flameos inducidos. Puesto que el cable de guarda está sólidamente puesto a tierra, eliminará los voltajes en los conductores de fase a través del acople capacitivo. Mientras más cercanos estén los conductores de fase del cable de guarda, mejor el acople y mucho más bajos serán los voltajes inducidos, (aunque esto puede reducir el VFIC como se anotó en el numeral 6.3). Observe que adicionar un cable de guarda por debajo de los conductores de fase tendrá aproximadamente el mismo efecto que un cable de guarda por encima. En un sistema de cuatro cables, con múltiples puestas a tierra, reemplazar el cable del neutro con un cable de guarda por encima, no reducirá el número de flameos inducidos. Sin embargo, teniendo ambos, un cable de guarda y un cable de neutro mejorará en algún grado su comportamiento. El costo de incluir el cable de guarda en el diseño de una línea de distribución puede ser sustancial. Adicional al costo del conductor, las varillas de tierra, y aislamiento adicional, las alturas del poste deben ser mayores para soportar el cable de guarda de tal manera que exista el adecuado ángulo de apantallamiento entre el cable de guarda y los conductores de fase más externos. La mayor altura de la estructura atraerá más descargas directas, y esto compensará ligeramente algunas de las


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reducciones en las ratas de flameo generadas por el apantallamiento. A pesar del costo y las dificultades del diseño, los cables de guarda han sido utilizados por varias empresas de energía con gran éxito.

nivel de aislamiento en las líneas de distribución.

7.1. Ángulo de apantallamiento Para asegurar que todas las descargas tipo rayo terminen en el cable de guarda en lugar de que ocurra en los conductores de fase, un ángulo de apantallamiento de 45° o menos, (como lo muestra la figura 7), es recomendado. Esto es válido solamente para líneas que tengan menos de 15 m de altura con espaciamiento entre conductores por debajo de 2 m. Líneas más altas requieren ángulos de apantallamiento inferiores. Ver IEEE Std 1243–1977.

7.2. Requerimientos de aislamiento La efectividad del cable de guarda en las líneas de distribución depende en gran parte del aislamiento disponible entre la línea de tierra y los conductores de fase. Si la línea de tierra está en contacto con el poste en toda su altura, es difícil proveer un adecuado aislamiento. En un poste de madera, generalmente es necesario aislar la línea de tierra del poste en la vecindad de los aisladores de fase y las crucetas. Esto puede lograrse utilizando varillas de fibra de vidrio, o parales montados horizontalmente en el poste para sostener el cable de guarda 30 – 60 cm alejado del poste. El VFIC de la línea de tierra a la fase más cercana es el valor más limitante de varias trayectorias. Se debe tener precaución de aislar los cables tensores para obtener el necesario VFIC. Un VFIC en exceso de 250 – 300 kV es necesario para tener una aplicación efectiva de cable de guarda. Utilizando separadores para la línea de tierra, no es difícil lograr el

Figura 7 – Ángulo de apantallamiento del cable de guarda 7.3. Efecto de las puestas a tierra y el nivel de aislamiento La efectividad del cable de guarda es altamente dependiente de las puestas a tierra. Para que el diseño de un cable de guarda sea efectivo, las resistencias a tierra deben ser menores a 10 Ohmios si el VFIC es menor de 200 kV. Si se presta atención al nivel de aislamiento y el VFIC es de 300 – 350 kV, una resistencia de puesta a tierra de 40 Ohmios generará un comportamiento similar. El cable de guarda deberá tener su conexión a tierra en cada poste para resultados efectivos. La figura 8 muestra el comportamiento ante descargas directas y el efecto de puestas a tierra con un ejemplo de una simulación en computador de un cable de guarda con VFIC de 175 kV y de 350 kV.


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estos pararrayos es de presentar altas impedancias bajo los voltajes normales de operación y llegar a tener muy bajas impedancias durante las condiciones de la descarga tipo rayo. El pararrayos conduce la corriente a tierra mientras que está limitando el voltaje del equipo a la suma del voltaje de descarga del pararrayos más el voltaje inductivo desarrollado por la corriente de descarga en la línea del pararrayos y en la línea de tierra.

Figura 8 – Efecto de la resistencia de puesta a tierra sobre el comportamiento del diseño de cable de guarda (descargas directas) Las líneas de distribución construidas debajo de estructuras de transmisión pueden ser muy susceptibles especialmente a flameos inversos. Estructuras de mayor altura y amplitud atraerán más descargas directas. Se debe tener cuidado de mantener altos niveles de aislamiento para evitar unas ratas de flameo innecesariamente altas.

7.4. Cables de guarda y pararrayos Para eliminar efectivamentee los flameos, deberán utilizarse pararrayos en cada poste y en cada fase conjuntamente con el cable de guarda. Los pararrayos protegerán el aislamiento contra flameos inversos. El cable de guarda desviará la mayoría de la corriente a tierra, de tal manera que los pararrayos no estarán sometidos a una alta energía absorbida. Los pararrayos permiten que el diseño del cable de guarda sea menos dependiente del nivel de aislamiento y de las puestas a tierra.

8. PARARRAYOS PARA PROTECCIÓN DE LÍNEAS Los pararrayos de distribución son utilizados eficazmente para proteger equipos tales como transformadores y reguladores. La función de

Los pararrayos pueden ser utilizados para proteger el aislamiento de las líneas de distribución previniendo flameos e interrupciones del circuito. Varios tipos diferentes de pararrayos se tienen disponibles (por ej. Carburo de silicio gapped , óxido metálico gapped or non gapped ). Desde el punto de vista de protección del aislamiento de una línea de distribución, todos se comportan de manera similar. Las diferencias en las características del voltaje de descarga causarán solamente una pequeña diferencia en la protección del aislamiento, puesto que existe un margen considerable. Para la selección de la capacidad del pararrayos, referirse a IEEE Std C62.22-1991 o a la guía de los fabricantes. Para protección de equipos, (especialmente cables subterráneos), es necesario seleccionar un pararrayos con el más bajo nivel de protección posible. Sin embargo, para protección del aislamiento de la línea esto no es necesario puesto que el nivel de protección del pararrayos es generalmente mucho más bajo que el nivel de aislamiento de la línea. Cuando utilizamos pararrayos para protección, la rata de falla de los pararrayos adicionados deberá ser considerada junto con la mejora en el comportamiento al flameo de la línea obtenida por aumentar los pararrayos.

8.1. Consideraciones en la longitud del cable de conexión del pararrayos


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El cable de conexión del pararrayos que conecta la línea de distribución y los terminales de puesta a tierra de los pararrayos del equipo que ellos protegen contienen una pequeña cantidad de inductancia inherente. Esta inductancia puede causar L(di/dt) caídas de voltaje que aparecen a través del cable que conduce la corriente de la descarga tipo rayo. Cualquier caída de voltaje a través del cable de conexión del pararrayos se sumará al voltaje de descarga del pararrayos. Este aumentará el voltaje que aparece a través del dispositivo protegido por el pararrayos. El efecto de la longitud del cable de conexión del pararrayos en la protección del aislamiento de la línea de distribución no es tan significativo como lo es con la protección del equipo. Para equipo que está por encima el margen es generalmente muy alto. Igualmente, el aislamiento de la línea es generalmente mucho mayor que el nivel básico de aislamiento, NBA (BIL), estándar del equipo. Por supuesto, es siempre una buena práctica mantener los cables de la línea de distribución del pararrayos y las puestas a tierra tan cortas y rectas como sea posible. Ver IEEE Std C62.22-1991 para más información sobre longitud del cable de conexión del pararrayos.

8.2. Flameos por descargas indirectas Los pararrayos pueden reducir enormemente las ratas de flameo debidas a voltajes inducidos por descargas tipo rayo en áreas cercanas. La figura 9 muestra los resultados para un nivel de aislamiento de 150 kV de un circuito sin puestas a tierra. Observe que espaciamientos relativamente amplios entre pararrayos pueden reducir significativamente flameos por voltajes inducidos, (8 tramos generan al menos 25% de reducción). En muchos circuitos de distribución con transformadores, los pararrayos utilizados para proteger los transformadores pueden

proveer una protección significativa a los flameos inducidos.

Figura 9 – Espaciamiento entre pararrayos para flameos de voltajes inducidos Los pararrayos pueden ser aún más efectivos para reducir flameos inducidos si son utilizados para proteger postes con pobres niveles de aislamiento. Estos “mecanismos débiles” pueden incluir cortacircuitos, postes terminales de línea, o postes de cruce. Instalar pararrayos en estos postes puede ser mucho más efectivo en costos que mejorar el nivel de aislamiento.

8.3. Flameos por descargas directas La protección contra las descargas directas es difícil debido a las altas corrientes de la onda de impulso, a lo empinado de la pendiente de incremento de tensión y al alto contenido de energía de las descargas tipo rayo. En teoría, los pararrayos pueden proteger eficazmente contra descargas directas, pero ellos deben ser utilizados en intervalos muy cortos (virtualmente cada poste). La figura 10 muestra un estimativo para espaciamiento entre pararrayos con el fin de proteger contra descargas directas. El análisis en la figura 10 asume que el cable de neutro está puesto a tierra en cada poste. El alto número de flameos puede ser engañoso de acuerdo a la figura 10, donde el cable de neutro no está conectado a tierra, excepto en los postes en


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los cuales los pararrayos están aplicados a todas las fases y el aislamiento neutro a tierra es alto.

Figura 10 – Espaciamiento entre pararrayos para protección contra descargas directas 8.3.1. Protección de la fase superior con pararrayos Si el conductor en la parte superior está situado de tal manera que interceptará todas las descargas tipo rayo, se deberán colocar pararrayos en la fase superior lo cual hace que actúe como un cable de guarda. En esta forma el pararrayos del la fase superior conducirá la onda de impulso a tierra. El circuito será protegido si la resistencia de puesta a tierra es lo suficientemente baja y si el aislamiento de las fases no protegidas es lo suficientemente alto. Como un cable de guarda, se debe tener mucho cuidado para mantener un alto nivel de aislamiento en las fases no protegidas. Las curvas para el cable de guarda, (ver figura 8), pueden ser utilizadas para estimar la efectividad del diseño del pararrayos en la fase superior.

sufrir fallas ocasionales debido a descargas directas. Un porcentaje importante de descargas tipo rayo directas pueden causar que los pararrayos absorban energía en exceso de ambos, la capacidad publicada por el fabricante y la onda de prueba de descarga de 4/10 microsegundos. Esto se mitiga por el hecho que los bloques de óxidos metálicos han demostrado tener una mayor capacidad de absorber energía que la capacidad que se conocía. Otro mecanismo de falla de algunos diseños de pararrayos de óxidos metálicos es la ocurrencia de flameos alrededor de los bloques cuando el pararrayos está sometido a múltiples eventos de multi – descargas. Los flameos superficiales debidos a descargas múltiples son mucho menos frecuentes en pararrayos sin espacios de aire tales como los de cubiertas poliméricas. _____________________________________ Espere en la próxima entrega la tercera y última parte de esta serie.

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8.3.2. Capacidad de los pararrayos ante descargas directas En aplicaciones expuestas, (por ej: una línea de distribución en campo abierto sin cable de guarda), los pararrayos de la clase de distribución y de óxidos metálicos pueden ELECTROPORCELANA GAMMA S.A. Cra 49 No 67 Sur – 680 Fax: (574) 372 56 86 – Conmutador (574) 372 86 86 Sabaneta – Colombia

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T É C N I C O


Certificada ISO 9002 – ISO 14001

S.A. Boletín 45, Julio - Sept. 2002

GUÍA PARA MEJORAR EL COMPORTAMIENTO BAJO DESCARGAS TIPO RAYO DE LAS LÍNEAS AÉREAS DE DISTRIBUCIÓN ELÉCTRICA Norma IEEE std 1410 Versión al español por Ing. Adolfo Cano Hencker TERCERA PARTE ANEXO A (Informativo) EJEMPLOS DE USO DE LA GUÍA A.1 Ejemplo 1 Diseño de cruceta de madera para 15 kV Problema: Una empresa de servicio de energía eléctrica está efectuando una revisión del diseño de una línea de distribución de tres fases de 15 kV estándar, (ver figura A.1). La empresa de servicio está en un área de moderadas descargas atmosféricas con un nivel ceráunico de 40 días de tormentas por año. Los aisladores utilizados son aisladores de porcelana tipo espiga, clase ANSI 55-4. Se asume que los soportes de la cruceta son conductores y que los aisladores están montados sobre pines de acero. Los cables de retenida tienen aisladores de porcelana tipo tensor, clase ANSI 54-4. El tamaño estándar del poste es de 12.2m enterrado a una profundidad de 2m. El objetivo consiste en estimar el comportamiento ante descargas tipo rayo del diseño general y las posibles mejoras. Nivel de aislamiento. El VFIC para varias trayectorias de flameo se muestra en la tabla A.1.

Figura A.1 Diseño de cruceta de madera de 15 kV Descargas directas. La densidad de descargas DRT se puede estimar del nivel ceráunico: 1.25

Ng = 0.04(40)

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= 4 rayos/km /año

La altura del conductor superior es de 10.2 m con un ancho de la estructura de 2.24 m. De la ecuación (4) el número de rayos directos en campo abierto es: 0.6

N = 4 [28(10.2) + 2.24]/10 N = 46 rayos /100 km /año


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Flameos inducidos = 16 flameos/100 km/año Asumiendo un factor de protección de 0.75 y que todas las descargas directas causarán flameo, el número estimado de flameos directos será: Flameos directos que impactan la línea = = 11.5 flameos/100 km/año Flameos inducidos (campo abierto) = = 4 (2) rayos/100 km/año = 8 rayos/100 km/año Debido a que muchas de las líneas de distribución están protegidas (muy cerca de estructuras altas, por ej: Sf = 0.75), las descargas de alta magnitud pueden terminar muy cerca, sin golpear la línea de distribución directamente. Esto causará más flameos inducidos. El número de flameos por tensiones inducidas estaría entre el número de flameos en campo abierto, (8 flameos/100 km/año en este caso) y el número de rayos directos en campo abierto (46 rayos/100 km/año en este caso). Como un estimativo se puede asumir que los flameos por tensiones inducidas son dos veces los flameos inducidos en campo abierto.

Se asume que todos los flameos causan fallas, como se muestra: Total de fallas = directas + inducidas = 27 fallas/100 km/año Opciones de mejoramiento a considerar . Se ha decidido considerar cambios que sean relativamente de bajo costo y de fácil implementación. La primera consideración para reducir los flameos por tensiones inducidas serían cambios en el aislamiento con un objetivo de aumentar el VFIC a 300 kV. a) Uso de aisladores tipo tensor de 50 cm en fibra de vidrio. Esto aumentará el VFIC de la fase media al tensor a 310 kV [0.5 m de aislador tensor en fibra de vidrio (250 kV) + aislador (0.45 . 105 kV = 47 kV) + 0.2 m de poste de madera (0.2 m . 65kV/m = 13 kV)]: Esto elimina en forma efectiva los flameos por tensiones inducidas. b) Uso de anclajes de cruceta de madera. Este agregará una cantidad significativa de madera a la trayectoria de flameo de fase media a tensor. El VFIC a lo largo de esta trayectoria será aproximadamente 255 kV [aislador (155 kV) + cruceta de


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madera (0.52 m . 250 kV/m = 130 kV) + poste de madera (0.3 m . 65 kV/m = 20 kV)] Esto reduce el número de flameos por voltajes inducidos a menos de 0.8 flameos/100 km/año. Otros diseños de estructura tales como líneas terminales, en ángulo y de cruce deberán ser también examinadas. Las diferentes opciones de mejoramiento pueden ser comparadas en costos contra los diseños existentes y contra la mejora en confiabilidad en el servicio y calidad de la energía.

A.2 Ejemplo 2 Línea de distribución de 35kV con cable de guarda Problema: Una empresa de servicio de energía eléctrica está considerando utilizar el diseño de una línea de distribución protegida para sus circuitos de 35 kV de cuatro cables con neutro multiaterrizado (ver figura A.2). La línea será construida en un área con un factor de protección de 0.5 debido a estructuras cercanas y con un nivel ceráunico de 60 días de tormentas al año. El diseño provee un ángulo de apantallamiento de 24°. Los aisladores de fase corresponden a aisladores de porcelana tipo Line Post, clase ANSI 57-2, montados sobre brazos metálicos. El cable de protección está soportado por un aislador de porcelana tipo pin, clase ANSI 55-5. La línea de distribución utiliza postes de madera de 15.24 m de altura y cada poste tiene su puesta a tierra con una resistencia de 10 Ohmios o menos.

Figura A.2 Estructura en poste de madera de línea a 35 kV con cable de guarda De los cálculos de VFIC de la tabla A.2, es obvio que son necesarios separadores de fibra de vidrio para el cable de puesta a tierra. El cable de la línea de tierra está separado del poste con un aislador de fibra de vidrio de 0.46 m y está pegado al poste a 0.49 m debajo del conductor de fase inferior. Sin los brazos de fibra de vidrio, el VFIC sería de 180kV, lo cual generaría flameos por voltajes inducidos y el cable de protección no sería efectivo para prevenir flameos por descargas directas. Aunque la trayectoria más baja es 261 kV, las trayectorias más críticas son las trayectorias de flameo fase a tierra, debido a que el voltaje en una descarga al cable de guarda y voltajes inducidos por esta son esfuerzos de voltaje fase a tierra. La mínima trayectoria de flameo fase a tierra es 325 kV de la fase C a la línea de tierra del poste.


3

Descargas directas. La densidad de descargas a tierra DRT puede estimarse del nivel ceráunico en la siguiente ecuación: Ng = 0.04 . (60)

1.25

2

= 6.68 rayos/km /año

La altura del cable de guarda es de 13.13m el ancho de los conductores de fase es 1.22 m. De la ecuación (4), el número de descargas directas en campo abierto es: N = 6.68[(28* 13.13 km/año

0.6

Debido a que la línea de distribución tiene puestas a tierra en cada poste y el ángulo de apantallamiento es menor de 45°, todas las descargas a la línea de distribución se asume que caerán en el cable de guarda. El número de flameos puede ser determinado de la figura 8 con una resistencia a tierra de 10 Ohmios usando la curva de VFIC de 350 kV. Flameos por descargas directas que impactan la línea = (43.8 flameos/100 km/año) (4%)

)/10] = 87.7 rayos /100 Flameos directos = 1.8 flameos/100 km/año

Las descargas directas, usando un factor de protección de 0.5 son: Rayos directos a la línea = 43.8 rayos/100 km/año.

Flameos inducidos. Con un VFIC de 325 kV, se asume que la estructura es inmune a los flameos por tensiones inducidas, (esto sale de la figura 5), primera parte. Todos los flameos se deben entonces a descargas directas, y se


4

asume que todos los flameos causan fallas, como se muestra: Total fallas = Directas = 1.8 fallas/100 km/año Opciones de mejoramiento a considerar . El diseño mostrado en la figura A.2 tiene muy buen comportamiento al flameo. Una consideración es que el objetivo de diseño de 10 Ohmios de impedancia a tierra puede ser difícil de lograr en la práctica. La figura 8 puede ser usada para estimar la reducción en el rendimiento debida a la impedancia del suelo. Por ejemplo, si la impedancia del suelo es 50 Ohmios, la rata de flameos aumentará al 35% de las descargas directas (15.3 fallas/100 km/año). Una opción de mejoramiento a considerar sería utilizar brazos aislantes de fibra de vidrio en lugar de los brazos de acero especificados. Esto aumentará los VFIC fase a fase y fase a tierra. Cuando se compara este diseño con diseños no protegidos, el incremento en el costo de construcción deberá balancearse contra los costos de las interrupciones de energía causadas por los flameos.

ANEXO B (Informativo) MODELOS SUPOSICIONES

TÉCNICOS

magnitud de la corriente en la descarga tipo rayo. Aunque se han propuesto varios modelos, la ecuación usada para el cálculo de las distancias críticas de choque es la ecuación adoptada por el grupo de trabajo de la IEEE para estimar el comportamiento de las líneas de transmisión a las descargas tipo rayo, dada por la ecuación B.1. r s = 10 . Io

0.65

(B.1) r g = 0.9 r s Donde: r s Es la distancia de choque al conductor (m) r g Es la distancia de choque a tierra (m) Io Es la corriente pico del rayo (kA) Este modelo electromagnético es usado para los cálculos de factor de protección mostrados en la figura 4 y para la estimación del flameo por voltajes inducidos (ver B.2). El modelo electromagnético puede también ser usado para estimar el número de rayos directos sobre una línea de distribución. Esta es una aproximación alterna a la fórmula de Ericksson dada en la ecuación (4). Este modelo electromagnético da resultados para descargas directas que están cerca de la fórmula de Ericksson para alturas de línea por debajo de 15 metros. Para líneas de distribución con alturas mayores, la diferencia es mucho mayor.

Y B.2 Flameos por voltajes inducidos

B.1 Apantallamiento Un modelo electromagnético puede ser utilizado para estimar el factor de protección de una porción específica de una línea de distribución. Un modelo electromagnético está basado en la idea de que una línea de distribución u otro objeto tiene un cierto radio de atracción que aumenta con la altura, e igualmente el radio de atracción depende de la

Los cálculos teóricos del número de flameos en líneas de distribución producidos por descargas cercanas han sido descritos en forma detallada basados en el trabajo de Chowdhuri. Este trabajo considera básicamente los campos electromagnéticos del rayo propagándose sobre una tierra de conductividad perfecta, para el que cualquier componente del campo a lo largo de los conductores de la línea de distribución es


5

inexistente. Los parámetros básicos considerados son densidad de descargas a tierra DRT, la distancia crítica de choque rs y el término “causa”, el cual en este modelo es la corriente pico de la descarga tipo rayo. Dada la naturaleza al azar de las descargas tipo rayo, cualquier cálculo deberá mantenerse dentro del campo de las probabilidades y como tal, las distribuciones probabilísticas de los parámetros involucrados tendrán que ser utilizadas. En este trabajo se adoptaron las distribuciones de la CIGRE para la corriente pico de la descarga tipo rayo. El concepto de distancia crítica de choque, el cual deberá ser considerado aquí con el fin de determinar la distancia a la línea de distribución desde donde la descarga tipo rayo no afectará la línea, esta dado en la ecuación (B.1). Han sido establecidos modelos detallados para estimar los voltajes inducidos. Se han hecho esfuerzos para formular un modelo completo que tenga en cuenta efectos del suelo sobre la amplitud y la forma de onda del voltaje inducido. Varios modelos de voltajes inducidos se tienen disponibles y todos son muy dependientes de varios parámetros que incluyen modelo electromagnético, modelo de corriente de la descarga, velocidad de retorno de la descarga y características de la forma de onda de la corriente. El modelo Rusck se escogió para voltajes inducidos debido a su simplicidad, porque ha mostrado ser matemáticamente correcto y porque ha mostrado ser equivalente a modelos más complicados con algunas suposiciones simples.

B.2.1 Voltaje inducido De acuerdo a Rusck, el máximo voltaje que es inducido en una línea de energía en el punto

más cercano a la descarga tipo rayo está dado por: ZoIoh 1 γ 1 Vmax= ------- 1 + ---- --- -----------------2 √ 2 γo y 1 γ 1- --- --2 γo (B.2) Donde: Zo Io h y

γ γo

es 1 /(4 π) √ µo /εo = 30 Ohmios; es la corriente pico del rayo; es la altura promedio de la línea de distribución sobre el nivel de tierra; es la distancia más corta entre la descarga del rayo y la línea; es la velocidad de retorno de la descarga es la velocidad de la luz en espacio libre

El valor para Zo es 30 Ohmios y generalmente se asume un valor de γ que varía entre 0.3 y 8 1.5 x 10 m/s. Para la expresión simplificada dada en esta guía, la velocidad de retorno de 8 la descarga se asume como 1.2 x 10 m/s.

B.2.2 Frecuencia de flameos por descargas indirectas Para estimar la frecuencia de flameo, se consideran los procedimientos descritos en la bibliografía. El intervalo de la corriente pico del rayo 1 – 200 kA se divide en intervalos de 1 kA y la probabilidad de que la corriente pico caiga dentro del intervalo se calcula de la ecuación (3). Esta se da como la diferencia entre la probabilidad de que la corriente sea mayor o igual que el límite inferior y la probabilidad de que la corriente alcance el límite superior. La distancia máxima ymax para cada intervalo de pico de corriente en la cual el rayo puede producir un flameo del aislamiento en la línea de distribución es entonces calculada. Esto es obtenido resolviendo la ecuación (B.2) para y, tomando Io como el límite inferior de la


6

corriente del intervalo, tomando Vmax como 1.5 VFIC. El factor 1.5 es una aproximación que tiene en cuenta el cambio en la curva voltaje vs tiempo del aislamiento. Esta aproximación es utilizada para cálculos de voltaje inducido, cable de protección y separación entre pararrayos. Se asume que estos voltajes presentan unas formas de onda más cortas en duración que la onda tradicional estándar de 1.2 x 50 microsegundos. La distancia mínima ymin para la cual el rayo no se desvía de la línea, se calcula de la ecuación (5). Por esto, r s y r g se calculan tomando el límite superior del intervalo de la corriente. Esto se muestra gráficamente en la figura B.1.

Figura B.1 Uso de los modelos electromagnético y de Rusck para determinar el flameo por una descarga directa o por un voltaje inducido 2

2

ymin = r s – (r g –h)

(B.3)

Por ejemplo, siguiendo el procedimiento descrito, con un VFIC de 200 kV, para un intervalo de corriente de 49 – 50 kA, ymax y ymin resultan en 84.6 m y 72.5 m, respectivamente. En campo abierto los siguientes tres escenarios pueden ocurrir: a) Si el rayo cae entre y = 0 y y = ymin = 72.5 m, el rayo caerá en la línea.

b) Si la descarga cae entre y = ymin = 72.5 m y y = ymax = 84.6 m, el rayo caerá en tierra y causará un flameo de voltaje inducido. c) Por encima de y = ymax = 84.6 m, el rayo caerá a tierra y no causará flameo. Finalmente, el número de flameos del aislamiento por km de línea de distribución por año, Fp, se obtiene de la sumatoria de las contribuciones de todos los intervalos considerados, como se expresa por 200

Fp = 2 .

Σ

t

(y

max –

t

y

min)

. Ng . Pi

(B.4)

i =1

B.2.3 Comparación experimental El método descrito aquí provee una forma simplificada para determinar el número esperado de flameos a una línea de distribución por descargas cercanas. Pruebas de campo y pruebas sobre rayos provocados dan una indicación de la seguridad de este modelo. Descargas tipo rayo registradas en una chimenea de 200 metros de altura, a 200 metros de la línea mostraron mediciones con muy buena correlación con este modelo, (aunque algunas mediciones tienen poca correlación). Mediciones de rayos provocados con lanzacohetes efectuadas en una línea de distribución a 145 metros de la descarga tipo rayo mostraron que las mediciones fueron un 63% mayores que los voltajes modelados. Ericksson y otros, mostraron resultados con muy buena correspondencia con el modelo de Rusck.

B.2.4 Efecto del apantallamiento Los resultados dados en la figura 5 corresponden a una línea de distribución en campo abierto. Este modelo es comparable con los resultados experimentales discutidos en B.2.3. Un circuito con árboles y edificios en las cercanías no tendrá muchas descargas directas, pero tendrá más posibilidades de flameos por voltajes inducidos debido a que


7

los objetos cercanos permitirán descargas cercanas a la línea. El modelo de Rusck para una línea de distribución protegida por objetos en la cercanía da estimaciones poco confiables del comportamiento de la línea de distribución como se observa en la figura B.2. Este modelo asume que los objetos cercanos causarán descargas a unas distancias iguales de la línea de distribución usando ymax para determinar el número de flameos.

voltajes de cola, se necesita considerar postes adicionales, (el modelo FLASH desprecia torres con tramos adyacentes).

200

Fp = 2 .

Σ

t

y

max .

Ng . Pi

(B.5)

i =1

Este modelo es irreal en cuanto a que da muchos flameos para circuitos con altos valores de VFIC. El modelo I/Y que predijo Rusck se puede venir a tierra por descargas muy cercanas a la línea. Igualmente, mucha parte de la verificación del modelo de Rusck ha sido efectuada para líneas en campo abierto o para descargas con distancias por encima de 100 metros.

B.3 Modelo del cable de guarda La estimación del comportamiento del cable de guarda se modela utilizando una propuesta similar a la adoptada por el grupo de trabajo para estimar el comportamiento ante descargas tipo rayo de las líneas aéreas y usado en el programa FLASH. Una distancia más estrecha entre postes en las líneas de distribución impide un modelo seguro con el algoritmo existente, de tal modo que es necesario efectuar algunas modificaciones para las líneas de distribución. Debido a las cortas distancias entre postes en líneas de distribución, las reflexiones de postes adyacentes pueden reducir el voltaje del aislador. Dichas reflexiones de postes adyacentes reducirán tanto el voltaje pico como la cola de la onda. Para cálculos del voltaje pico, solo los postes adyacentes deberán ser considerados. Para cálculos de los

Figura B.2 Flameos por voltajes inducidos basados en el modelo de Rusck para un circuito en campo abierto y para un circuito protegido por árboles y/o edificios El modelo FLASH efectúa cálculos de voltaje a 2 µs y a 6 µs. Para líneas de distribución, solo el voltaje a 2 µs será calculado. Se asume que reflexiones de postes adyacentes rápidamente reducirán la cola, de tal manera que el punto de 2 µs determina el punto de flameo. Los voltajes de baja frecuencia pueden ser ignorados. Aunque estos pueden afectar cual o cuales fases flamean, los efectos del voltaje de baja frecuencia no cambiarán la rata total de flameo. La impedancia del poste y el tiempo de recorrido no contribuirán significativamente a incrementar los voltajes cerca del frente de onda, debido a las pequeñas alturas de los postes. Por ello, los efectos del poste pueden ser ignorados.


8

(Z + R i) . (Z + R n) El modelo simplificado considerado se muestra en la figura B.3, modelado con puesta a tierra adyacente. Zs es la autoimpedancia del cable de guarda.

Donde: N es el valor más grande que puede alcanzar el número de onda (el mayor número entero es < t/2τ). Una tierra no lineal dada por las ecuaciones siguientes se utiliza para la puesta a tierra del poste escogido:

Figura B.3 Modelo simplificado de una descarga directa a un cable de guarda para líneas de distribución Una expresión para el voltaje, incluyendo reflexiones de postes adyacentes, se resuelve en t= 2 µs como se muestra en la ecuación (B.6). El voltaje fase a tierra a través del aislamiento es igual a v(1-cn). Donde cn es el coeficiente de acople.

N

N

N

IRt Zw (1-ψ ) (1-ψ ) N ψ V= --- Zi - ---------- + IR τ Zw ------- - --2 2 1-ψ (1-ψ) 1-ψ (B.6)

2

2R i Z . (Z-R n) Zw = -----------------2 (Z+R i) . (Z+R n)

Ro Ri = ------------√ 1 + IR / Ig

(B.10)

Eg ρ Ig = -------------2 2 π Ro

(B.11)

R o Z iR =

IR

----------------

(B.12)

R o + Z Donde: R i

es la resistencia de puesta a tierra del poste, la cual es función de la corriente a través de la resistencia; R o es la resistencia medida de baja corriente Eg es la tensión de falla del suelo o el gradiente de ionización que se asume de 300 kV/m; ρ es la resistividad del suelo en Ohmios .m; IR es la corriente pico de la descarga.

(B.7) Debido a que mucha menos corriente fluirá a través de postes adyacentes a tierra, la baja resistencia de corriente, Ro, es usada para los postes adyacentes a tierra.

R i Z Zi = --------Z + R i

(B.8)

(Z – R i) . (Z – R n) Ψ = ----------------------

(B.9)

A 2 microsegundos, la curva de aislamiento voltaje - tiempo se asume que el VFIC tiene un incremento de 1.5 veces. Esto es algo más bajo que la curva de voltaje – tiempo para longitudes de aisladores usadas en el modelo


9

FLASH (el cual es 1.68 veces el VFIC a 2 microsegundos). Este modelo se repite para encontrar la corriente crítica usada para hallar la probabilidad de flameo utilizando la ecuación (3). El resto de suposiciones para el modelo del cable de guarda es el mismo que para el modelo FLASH. Para los resultados del cable de guarda mostrado en la figura 8, cn = 0.35 , Zs = 400Ω, ρ = 1000 Ω .m, distancia entre postes = 75 m, y τ = 0.25 microsegundos.

B.4 Distancia entre pararrayos B.4.1 Descargas directas Si un rayo cae en la mitad del vano entre un poste con pararrayos y otro poste sin pararrayos, el voltaje que se puede desarrollar en el poste desprotegido está determinado por la distancia de separación entre la descarga del rayo y el poste con pararrayos. Esta está determinada por la distancia de separación al próximo poste con pararrayos (L/2), el nivel de voltaje de descarga del pararrayos VIR , la velocidad de la onda c y la rata de aumento del voltaje (I Zo / 2Tf, donde Tf es el tiempo de subida).

V =

VIR

L I Zo + ----- . ---------C 2 Tf

(B.13)

La corriente pico de la descarga requerida para causar flameo puede ser encontrada haciendo V = 1.5. VFIC y resolviendo para I.

I½

2c Tf (1.5 . VFIC - VIR (B.14) vano = -----------------------------L Zo

Asumiendo Tf =2 µs, VFIC = 350 kV, Zo=10 Ω, L = 75 m, VIR = 40 kV, el porcentaje de flameos puede ser calculado: I½

vano =

19.4 kA

La probabilidad de exceder esta corriente, dada por la ecuación (3), da la probabilidad de flameo como P½

vano =

77.2 %

Si una descarga directa tipo rayo cae en un poste con fases no protegidas por pararrayos, se asume que flamea el 100% de las veces. Si un rayo cae en un poste protegido por pararrayos, la probabilidad de que haya flameo en el próximo poste se determina por el VFIC del poste desprotegido y la resistencia de puesta a tierra del poste con pararrayos. 1.5 . VFIC - VIR I poste = ----------------------R o

(B.15)

La probabilidad de flameo puede ser calculada de la corriente crítica I poste con VIR = 40kV. Si Rg = 25 Ω y VFIC = 150 kV, entonces I poste = 7.4 kA, P poste 98 % Si Rg = 10 Ω y VFIC = 350 kV, entonces I poste = 48.5 kA, P poste 24% Usando las probabilidades de un rayo a postes con pararrayos, aquellos sin pararrayos y en la mitad del vano entre postes, (asumiendo que el 50% del tiempo cae en la mitad del vano), es posible crear una tabla de flameos vs distancia entre pararrayos como lo muestra la tabla B.1.

El factor 1.5 se aproxima al incremento en la curva voltaje – tiempo.

Tabla B.1 Flameos por descargas directas para diferentes distancias al próximo pararrayos ELECTROPORCELANA GAMMA S.A. Cra 49 No 67 Sur – 680 Fax: (574) 372 56 86 – Conmutador (574) 372 86 86 Sabaneta – Colombia

10

Distancia Porcentaje de Porcentaje de entre flameo, Rg=25 Ω, flameo,Rg=10Ω, pararrayos VFIC=150 kV VFIC= 350 kV 1 0 0 2 100 70

3 4 infinito

100 100 100

80 85 100

B.4.2 Flameos por voltajes inducidos El modelo de Rusck se asume para voltajes inducidos por rayos cercanos. Si el rayo cae a tierra perpendicular a la ubicación del poste con pararrayos, se asume que no ocurrirán flameos. Si el rayo cae perpendicular a la ubicación del poste sin pararrayos, el voltaje que se desarrolla en el poste estará determinado por la distancia de separación al próximo poste sin pararrayos (L), el nivel de descarga del pararrayos (VIR ), la velocidad de la onda ( c) y la rata de incremento del voltaje inducido(V pk / Tf):

V = VIR

2 L V pk + ----------Tf c

(B.16)

El voltaje inducido requerido para causar flameo puede encontrarse haciendo V=1.5 VFIC (1.5 es el factor que representa el aumento en la curva voltaje – tiempo). V pk = ( 1.5 . VFIC - VIR ) (Tf c / 2L) (B.17) Si V pk /1.5 se utiliza como un VFIC equivalente, el número de flameos por año puede ser estimado para el poste. Este se encuentra buscando el número de flameos para un VFIC igual a V pk /1.5 en la curva de flameo de voltaje inducido (figura 5). Para VFIC = 150 kV, VIR = 40 kV, Tf = 1 µs y L = 75 m, los resultados están dados en la tabla B.2.

Tabla B.2 Número equivalente de flameos inducidos para diferentes distancias al próximo pararrayos Distancia

Voltaje requerido

Número

al próximo pararrayos

para causar flameo V pk (kV)

0 1

Infinito 220

equivalente de flameos /100 km/año 0 0.11

2 3

150 150

1.8 1.8

Promediando los números anteriores para diferentes distancias entre pararrayos, se obtienen los resultados que se muestran en la tabla B.3. Aunque existan distancias relativamente amplias entre pararrayos su comportamiento es relativamente bueno (con pararrayos cada 300 metros se disminuyen los flameos al 28% del valor sin pararrayos).

Tabla B. 3 Flameos inducidos para varias distancias entre pararrayos (VFIC = 150 kV) Distancia entre pararrayos

Número de flameos /100 km/año – DDR = 1 rayo/km2/año

1 2 3 4 5 6 Sin pararrayos

0 0.06 0.08 0.51 0.76 0.94 1.79

El uso de una ecuación para distancias de separación no es correcto para voltajes inducidos, puesto que estos no son estrictamente una onda viajera. Los campos inducidos viajan del canal de descarga del rayo a través de la hipotenusa del triángulo en lugar de tomar la esquina. El voltaje se empieza a desarrollar en el polo adyacente antes de que una onda viajera equivalente logre llegar allá. Esto hace que el método de la distancia de separación sea más conservador.

ANEXO C – BIBLIOGRAFIA


11

[B1] Agrawal, A.K., Price, H.J., y Gurbaxani, S.H., “ Transient response of a multiconductor transmission line excited by a non uniform electromagnetic field”, IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility, vol. EMC-22, pp 119-129,May 1980. [B2] AIEE Committee Report,” A method of estimating the lightning performance of transmission lines”, AIEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. 69, pp 1187-1196, 1950. [B3] AIEE Committee Report, “ Impulse flashovers of combinations of line insulators, air gaps, and wood structural members”, AIEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. 75, pp16-21, 1956. [B4] Anderson, J.G.,” Lightning performance of transmission lines”, Transmission line reference book, 345 kV and above, Electric Power Research Institute: Palo Alto, CA, 1982, ch.12. [B5] Anderson, J.G., Ericksson, A.J., Kroninger, H., Meal, D.V. and Smith, M.A., “Lightning and thunderstorms parameters”, IEE Conference Publication No. 236, Lightning and Power Systems, London, June 1984, pp.57-61. [B6] Armstrong, H.R., Stoelting,H.O., and Veverka, E.F.,”Impulse studies on distribution line construction”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. PAS-86, no. 2, Feb.1967. [B7] Barker, P.P., Short, T.A., Eybert-Berard, A.R., and Berlandis, J.P.,” Induced voltage measurements on an experimental distribution line during nearby rocket triggered lightning flashes”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.11,no.2,pp 980-995, April 1996. [B8] Bodle, D.G.,Ghazi, A.J., Syed, M., and Woodside, R.L., “Characterization of the electrical environment, Toronto and Buffalo, University of Toronto Press, 1976,pp. 14-15, 85-95, 124-130. [B9] Byerley, III, L.G., Cummins, K.L., Tuel, J., Hagberg, Jr., D.J.,Bush, W., “The measurements and use of lightning ground flash density”, Intl. Aerospace and Ground Conference on Lightning and Static Electricity, Williamsburg, VA, Sept.26-28,/95 [B10] Cherney, E.A., Reichman, J., Stonkus, D.J., and Gill, B.E., “Evaluation and application of dead-end polymeric insulators to distribution” IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. 103, pp 121132, 1984.

[B11] Choudhuri, P., “Estimation of flashovers rates of overhead power distribution lines by lightning strokes to nearby ground”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.4, no.3,pp 1982-1989,July 1989. [B12] Clayton, J.M., and Shankle, D.F., “Insulation Characteristics of wood and suspension insulators in series”, AIEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol. 74, pp 1305-1312, 1955. [B13] Cooray, V., “Calculating lightning- induced overvoltages in power lines: A comparison of two coupling models”, IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility, vol. 36, pp 179182,Aug 1994. [B14] Darveniza, H., Holcombe, B.C., and Sutillman, R.H., “An improved method for calculating the impulse strength of wood porcelain insulators” IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.98, pp 1909-1915, 1979. [B15] Darveniza, M., “Electrical properties of wood and line design, University of Queensland Press, St Lucia, Queensland,1980. [B16] Darveniza, M., Limbourn, G.J., and Prentice, S.A., “Line design and electrical properties of wood”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.PAS-86, no.11,Nov. 1967. [B17] Darveniza, M., Roby, D., and Tumma, L.R., “Laboratory and analytical studies of the effects of multipulse lightning current on metal oxide arresters”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.9, no.2,pp 764-771, Apr. 1994. [B18] Darveniza, M., Tumma, L.R., Richter, B., and Roby, D.A.,”Multiple-stroke lightning and zinc oxide arresters”, IEEE paper 96 SM 398-8-PWRD. [B19] De la Rosa, F., “Assessing the operation of distribution lines in a lightning environment”, Proceedings of the IASTED International Symposium on high technology in the power industry, Bozeman, Montana, pp. 316-319, Aug 20-22,1986. [B20] De la Rosa, F., “Effects of close lightning on electric power distribution lines”, Ph. D thesis, Uppsala University, 1985. [B21] Elrod, J.W., and Menzel, H.G., “Use of polymer/composite insulators in construction, maintenance and temporary procedures”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.100, pp 1521-1524, 1981.


12

[B22] EPRI Project2542-1 Report TR- 100218, “Characteristics of lightning surges on distribution lines”, 1991. [B23] Ericksson, “The incidence of lightning strikes to power lines” IEEE Transactions on Power Delivery, vol.PWRD-2, no.2,pp 859-870, July 1987. [B24] Ericksson, A.J., Strigfellow, M.F., and Meal, D.V., “Lightning induced overvoltage on overhead distribution lines” IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.PAS-101, no. 4, Apr. 1982. [B25] Grzbowski, S., and Jacob, P.B., “The steepfront, short duration pulse characteristics of distribution insulators with wood”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.5, no.3,pp 1608-1616, 1990. [B26] Grzbowski, S., and Jenkings, E.G., “AC and lightning performance of fiber glass crossarms aged in 115 kV transmission line”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.8, no.4,pp 1914-1920, 1993. [B27] IEEE Std 1243-1997, IEEE Design Guide for improving the lightning performance of transmission lines.

[B28] IEEE Working Group Report:” Estimating lightning performance of transmission lines II-updates to analytical models”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.8, no.3,pp 1254-1267, July1993. [B29] Jacob, P.B., Grzybowski, S., Libby, L., and Barsley, P.K., “Experimental studies of critical flashover voltage on distribution line construction”, IASTED, International Journal on Energy Systems, no. 1, pp. 30-34,1991. [B30] Jacob, P.B., Grzybowski, S., and Ross, E.R., “An estimation of lightning insulation level of overhead distribution lines”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.6, no.1,pp 384-390, 1991. [B31] Mac Gorman, D.R., Maier, M.W., and Rust, W.D., “Lightning strike density for the contiguous United States from thunderstorm duration records”, Report to U.S. Nuclear Regulatory Commission # NUREG/CR-3759, 1984. [B32] Master, M.J., and Uman, M.A., “Lightning induced voltages on power lines: Theory” IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.PAS 103, pp 1899-1907, Dec 1967. [B33] Mc Dermott, T.E., Short, T.A., and Anderson, J.G., “Lightning protection on distribution lines” IEEE

Transactions on Power Delivery, vol.9, no.1,pp 138152, 1994. [B34] Mousa, A.M., “The soil ionization gradient associated with discharge of high currents into concentrated electrodes”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol.9, no.3,pp 1669-1677, July 1994. [B35] Nucci, C.A., Working Group 33.01 (Lightning), “Lightning-induced voltages on overhead power lines, Part I: Return- stroke current models with specified channel –base current for the evaluation of the returnstroke electromagnetic fields”, Electra, no. 161, pp 75102, Aug.1995. [B36] ] Nucci, C.A., Working Group 33.01 (Lightning), “Lightning-induced voltages on overhead power lines, PartII: Coupling models for the evaluation of the induced voltages”, Electra no. 162, pp 121-145, Oct.1995. [B37] Nucci, C.A., Rachidi, F., Ianoz, M., and Mazzetti, C., “Lightning induced voltages on overhead lines”, IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility, vol. 35, no. 1, pp. 75-86, Feb. 1993. Correction published in no. 4, p.488, Nov 199 3. [B38] Pigini, A., and others, “Influence of air density on the impulse strength of external insulation”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.104, pp 2888-2900, 1985. [B39] Powell, R.W., Thwaites, H.L., and Stys, R.D., “Estimating lightning performance of spacer-cable systems”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, vol.84, pp 315-319, Apr. 1965. [B40] Ringler, K.G., Kirkby, P., Erven, C.C., Lat, M.V., and Malkiewicz, T.A., “The energy absorption capability and time-to-failure of varistors used in station class metal –oxide surge arresters”, IEEE paper 95 SM 364-0 PWRD. [B41] Ross, E.R., and Grzybowski, S., “Application of the extended CFO-added method to overhead distribution configurations”, AIEE Transactions on Power Delivery, vol. 6, no. 4, pp. 1573-1578,1991. [B42] Ross, P.M., “Burning of wood structures by leakage currents”AIEE Transactions, vol.66, pp 279287, 1947. [B43] Rubinstein, M., and Uman, M.A., “Methods for calculating the electromagnetic fields from a known source distribution: Application to lightning”, IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility, vol. 31, no. 2, pp. 183-189, May. 1989.


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Norma-IEEE-1410-Descargas-Lineas-Distribucion.pdf

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