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Electrical Assessment by Lightning Phenomenon
in Power Lines of Double Circuit
R. M. A. Velásquez, Member, IEEE and J. V. M. Lara
1
Abstract— The aim of this paper is to analyze the behavior of
the power lines, to lightning. The altitude of metal structure in
particular types of towers, combined with high soil resistivity,
insulation and the coupling between modest guard cables,
secondary factors that impair the performance of the power line
with a back flashover. This paper has developed through a model
of lightning - structure - grounding, which considers the impact
on the components and the activities that will reduce the failure
rate in power lines.A case study have considered two power lines
with a total length of 603 km, a double circuit from the Mantaro
to Socabaya substations, which features fixed serial capacitors
and shunt compensation.Finally the method is determined to
assess performance and identify priorities for improvement, to
prevent loss of function of the power line, to lightning.
Keywords— Assessment performance, asset management,
grounding cables, lightning protection, transmition line arrester
(TLA).
L
I. INTRODUCCIÓN
AS LÍNEAS de transmisión largas en doble circuito
ubicadas en las zonas geográficas de sierra del Perú,
presentan una alta tasa de desconexiones por descargas
atmosféricas, presentan características excepcionales con el
resto de líneas de transmisión:
i) Altura sobre el nivel del mar promedio y máxima del
trazado de la línea de transmisión de energía tiene influencia
en relación a la rigidez efectiva del aislamiento como a las
características de la corriente de los rayos;
ii) La naturaleza del terreno, con referencia a la resistividad de
las torres;
iii) Exposición de la línea de transmisión de energía a la
descarga atmosférica en relación a la altitud de las estructuras
metálicas y al perfil altimétrico lateral del trazado indicado en
el punto i.
Desde el punto de vista del mantenimiento, para la mejora del
desempeño ante descargas atmosféricas en líneas de
transmisión de energía, los diseños y re ingeniería están
sometidas a varias incertidumbres y factores:
i) La densidad de los rayos a tierra;
ii) Las características de las distribuciones de corrientes de
descarga atmosférica de primer impacto y de los impactos
sucesivos;
iii) La distancia de captación de la torre y de los conductores
en relación a la corriente de primer golpe;
iv) El acoplamiento electromagnético entre conductores y
cables de guarda;
v) La impedancia transitoria del conjunto: Torre – sistema de
puesta a tierra;
vi) La rigidez del aislamiento de la línea de transmisión.
1
R. M. A. Velásquez., Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP),
Lima, Perú, rarias@rep.com.pe
J. V. M. Lara, Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP), Lima,
Perú, jvmejia@h-mv.com
Sobre los puntos mencionados se puede mencionar lo
siguiente:
i) La corriente de rayo en áreas tropicales y en altura mayor a
4000 msnm son muy inciertas. Existen datos recientes de
Brasil y de Colombia, como se indica en [1] estarían
mostrando valores promedios de corriente de primer impacto
más elevado con respecto a zonas más temperadas. La misma
situación se encontraría también en Sudáfrica.
ii) La distancia de captación (striking-distance) requiere de un
análisis crítico y personalizado de acuerdo al tipo de estructura
metálica, niveles isoceraunicos y apantallamiento natural que
ofrecen las montañas, montes y otros donde son instaladas las
líneas de transmisión.
d) El modelo electro geométrico por la configuración de los
conductores y fases, en sus diferentes formulaciones hace
referencia a la rigidez al impulso de maniobra de electrodos
separados por largas distancias en aire.
Con referencia al contorneo (Flashover) los modelos basados
sobre la formación y progresión de la descarga desde la
estructura – aislamiento - conductor, líder ascendente en una
descarga atmosférica, basan la condición de posible formación
del líder, a la superación del gradiente crítico en el entorno de
los ánodos de sacrificio, cuernos de descarga. Por cierto, estas
condiciones dependen en primer lugar del gradiente crítico
para el efecto Corona, como se indica en [2], el cual,
notoriamente disminuye al reducir la densidad del aire. En
cuanto a los otros parámetros (por ejemplo las velocidades de
progresión de los líderes) no hay información útil en la
bibliografía actual.
En conclusión, para una línea de transmisión de energía,
como la interconexión del caso de estudio, el número de rayos
captados por la línea de transmisión de energía, la distribución
de las corrientes y el apantallamiento son requeridos para
mejorar el desempeño del sistema de puesta a tierra,
aislamiento para evitar una pérdida de la función, transmisión
de energía eléctrica.
II. MÉTODO PARA EVALUACIÓN DEL DESEMPEÑO
ANTE DESCARGAS ATMOSFÉRICA EN LÍNEAS DE
TRANSMISIÓN CRÍTICAS
A. Simulación por escenarios múltiples ante descargas
atmosféricas
La presente investigación analiza la dependencia de los
efectos de parámetros característicos de la línea de transmisión
como la corriente de rayo, resistencia de puesta a tierra, de
cable de guarda, conductor, nivel de aislamiento e impedancia
de la estructura metálica. [3]
Como se detalla en la Fig. 1, el método se basa en la
representación detallada de la torre, de la puesta a tierra y de
los cables de guarda: los diferentes modelos actuales como se
indica en [4], considera a cada uno de estos componentes, de
forma independiente, sin embargo se tiene que analizar en
conjunto la respuesta del sistema, adecuada a los eventos de
descarga atmosférica, caracterizando los eventos de acuerdo a
su contenido y frecuencia, dando énfasis en los impactos
sucesivos de las descargas atmosféricas.
Con la finalidad de modelar los rayos, se han simulado a partir
de las estadísticas disponibles a nivel internacional,
(distribución de las amplitudes, polaridad, correlación
amplitud primer impacto, amplitud de tiempo al pico de los
impactos sucesivos).
En la Fig. 1 el modelamiento ATP considera las corrientes de
rayo de impactos de acuerdo al numeral B del presente
informe, rayos positivos y negativos, el modelamiento
detallado de la resistencia de puesta a tierra –contrapesos,
jabalinas, anillo equipotenciales, entre otros-, también la
cantidad y posición del cable de guarda y nivel de aislamiento
con las impedancias de torre correspondiente. Con esta
información se modela la probabilidad de falla monofásica y
por tipo de falla a través de eventos combinados con la falla de
apantallamiento
con
exposición
y
ángulo.
Corriente de rayo
de impactos
Resistencia Puesta a
tierra, cable de
guarda, BIL e
impedancia de la
Corriente de rayo,
primer impacto
Apantallamiento,
exposición y ángulo
Falla
Probabilidad
falla 1 fase
Modelo
ATP
Eventos
combinados
Monofásica
Recierre
A
Monofásica
doble
Recierre
B
Polifásica
Probabilidad
por tipo de
falla
Probabilidad de falla
por defecto del
apantallamiento
Monofásica
y polifásica
polifásica
doble
C
Recierre
D
En el 90% de los casos tienen 3-5 golpes sucesivos, que
exhiben:
• Amplitud menor al primer golpe,
• Fenómenos intercalados por tiempos, en el orden de 1 ms,
• Con un tiempo pico de magnitud menor al primer golpe.
De la estadística internacional, indicado en [3], el 80%
aproximadamente de los casos investigados, las descargas
atmosféricas son impactos sucesivos de rayos negativos,
caracterizados por tener una mayor frecuencia que los rayos
positivos.
El enfoque adoptado ha permitido aclarar la razón por la cual
la línea de transmisión resulta más sensible de lo habitual a los
fenómenos de descarga atmosférica y eso se debe
principalmente a la respuesta del sistema: Torre + Puesta a
tierra + fenómenos de alta frecuencia (como aquellos
asociados a la descarga atmosférica), especialmente por los
impactos sucesivos de los rayos negativos.
La tensión de descarga en los aisladores de una torre depende
de la corriente de rayo y de la impedancia del sistema torre,
que incluye su puesta a tierra (cable de guarda y su propio
sistema de puesta a tierra).
Para frecuencias relativamente bajas, como por ejemplo las
asociadas con los rayos positivos o con el primer golpe de los
rayos negativos [5], la componente inductiva tiene un peso
relativamente menor; en cambio, para golpes sucesivos de los
rayos negativos, caracterizados por un tiempo pico
sensiblemente más corto (por lo tanto un contenido en
frecuencia más alto), la componente inductiva de la
impedancia es predominante y el efecto de la resistencia es
casi despreciable.
E
Figura 1. Modelo combinatorio empleado.
Finalmente en la Fig. 1, se obtendrán los diseños priorizados
por tipos de sistema, para asegurar el desempeño ante
descargas atmosféricas.
B. Rayos positivos y negativos
Los estudios realizados en [3] sobre los rayos, han demostrado
que el 10% de las descargas atmosféricas son denominados
“Rayos positivos”, y el 90% de las descargas atmosféricas son
denominados
“Rayos
negativos”.
Las
diferencias
fundamentales entre estos dos tipos de rayos son dos:
1. Los rayos positivos exhiben:
• Un golpe único
• Amplitudes más altas, hasta algunas centenas de kA (300
kA en promedio, son considerados como el pico de corriente
del rayo positivo de mayor intensidad medido directamente),
• Un tiempo pico de unas decenas de μs
• Una cola de mayor duración que los rayos negativos, de
centenas de μs;
2. los rayos negativos exhiben:
• Amplitudes de decenas de kA
• Tiempo pico hasta 20-30 μs
En nuestro caso de estudio, las torres de la línea de
transmisión de energía 220 kV Mantaro - Socabaya tienen un
diseño adecuado para el contexto operativo en altura, y con
una orografía complicada a lo largo del trazado, por la
ubicación en sierra del Perú (entre valles, desniveles y
montañas); eso hace que las torres sean especialmente altas y
delgadas. Además, el suelo en muchos casos exhibe altos
valores de resistividad, lo que obligó a la selección de un
sistema de puesta a tierra de diseño de contrapesos largos para
alcanzar valores de resistencia compatibles, con los valores
objetivos, o por lo menos del valor más bajo posible.[6]
En la Fig. 2, se modela el sistema ante contorneo y contorneo
inverso; el sistema de puesta a tierra es una impedancia
equivalente de acuerdo al TABLE N° 2, distribución de la
resistencia, el cual nos podrá brindar varios escenarios de
actuación ante diversos sistemas de puesta a tierra, la
impedancia de la torre se obtendrá del modelo electro
geométrico y electromagnético, que permite calcular el
acoplamiento, el cual se explica en los siguientes párrafos y
figuras, modelado mediante parámetros distribuidos, hasta 5
tramos entre torres de retención – suspensión – retención, para
este caso de estudio se ha realizado: Tres tramos de ocho
torres, un tramo de catorce torres y un tramo de nueve torres,
en el cual se tiene en cuenta la altura de las torres, su delgadez
y también el largo de los contrapesos enterrados, los cuales
inciden notablemente sobre la impedancia del sistema torre.
Para contar con el modelo adecuado para el rango de
frecuencias de interés.
Figura 2. Modelamiento en ATP del sistema ante back flashover.
A partir de la Fig. 2, se construye el modelo geométrico y
electromagnético de las torres de acuerdo a la metodología
indicada en el documento [5], el cual se ha constituido en las
Fig. 3, Fig. 4, Fig. 5, Fig. 6 y Fig. 7, la estructura de
suspensión se calcula para el acoplamiento magnético,
representando los cuerpos por desarrollo vertical (cumbre y
ménsulas). Dada la cercanía entre cumbre y ménsula superior,
se calcula el acoplamiento mutuo entre ambas lo cual se
muestra en la ecuación 1, Fig. 3 y ecuación 1, logrando los
parámetros del circuito equivalente.
Figura 3. Inductancia de partes de la torre.
Cuyo cálculo de parámetros se verifica:
(1)
Lc = 3.945 µH ; Lm = 0.4067 µH; MM = 1.232; M1 = 1.060
µH; L2 = 4.673 µH; L3 = 5.2 µH
Figura 4. Inductancia vertical de la torre
En la Fig. 5 se indican los cálculos de las inductancias
correspondientes:
En la Fig. 3, se realiza el modelamiento de las inductancias
por partes de la torre, basado en el diagrama isométrico de la
torre, cuyos parámetros consideran las inductancias propias
Lc, L2 y L3, inductancias propias Lm e inductancias de acople
MM; también en la Fig. 4 se muestra la inductancia vertical de
la torre que enlazan las impedancias equivalentes constituidas
en la Fig. 3.
En la Fig. 4 se establece como se van a unir cumbre y
ménsulas para obtener la inductancia vertical de la torre.
Figura 5. Inductancia vertical de la torre
Donde:
Lv1 = 3.326 µH; Lv2 = 7.461 µH; Lv3 = 7.87 µH; Lv4 =
15.31 µH.
Con la ecuación 1 y la Fig. 3, Fig. 4 y Fig. 5 permiten
establecer un circuito de la torre desde la punta de conexión a
la base de la torre:
Figura 6. Circuito equivalente.
Figura 9. Modelo discreto en parámetros distribuidos
Para el cálculo del acoplamiento, inductancias y capacitancias
propias, se toma en cuenta la metodología indicada en el
documento [5], en el cual se elimina las capacitancias
cortocircuitadas por las conexiones entre los componentes de
la estructura, se reducen los acoplamientos inductivos y
capacitivos, con la finalidad de establecer los circuitos
equivalentes a parámetros concentrados y distribuidos de
acuerdo al detalle mostrado en la Fig. 7.
Las características de las descargas atmosféricas consideradas
para la presente investigación se resumen en la siguiente tabla:
TABLE I
CARACTERÍSTICAS DE LAS DESCARGAS ATMOSFÉRICAS
Suceso
In2
Ip3
Is4
Probabilidad
evento
0.9
0.1
0.9
Probabilidad que el pico de la
corriente sea superado
P(In)=1/(1+(In/31)2.6)… [7]
P(Ip)=1-Normc(ln(Ip/35),0.54)… [1]
P(Is)=1/(1+(Is/12)2.7) … [7]
2
In = Primer impacto negativo
Ip = Primer impacto positivo
4
Is = Impactos sucesivos
3
In, Ip y Is se entienden expresados en kA. La pendiente (3070%) del primer golpe negativo en función del pico de
corriente se expresa a través de la siguiente formula: S30-70=
3.2*In0.25 kA/μs [1] y [7].
III. RESULTADOS DEL MODELO.
Figura 7. Cálculo de capacitancias propias.
De la Fig. 7 se puede establecer los resultados de las
capacitancias y representarlos en una matriz como la Fig. 8,
cuyas unidades son pico Faradios:
Figura 8. Inductancias y capacitancias.
La finalidad es establecer el equivalente del modelo discreto
como la Fig. 9:
Una vez definido el modelo de la torre, se inyectan los rayos,
de acuerdo al TABLE I, según las características clasificadas
en el documento [1] e indicados en el numeral II de la presente
investigación, lo cual permite evaluar los efectos en las torres
de la línea de transmisión de energía, estableciendo la
probabilidad de ocurrencia de cada uno de los tipos de falla,
según el número de fases en la cual se produzca una descarga
y en función de la resistencia de puesta a tierra de la torre.
En los resultados se concluye, el comportamiento del sistema
de puesta a tierra y su influencia sobre el impacto de la falla,
se muestra que a menor resistencia de puesta a tierra, menos
probable es la descarga con el primer impacto, pero frente a
las descargas sucesivas, la resistencia no tiene prácticamente
ningún efecto, lo cual se puede apreciar en el TABLE II y
TABLE III.
Eso quiere decir que podemos reducir el impacto de las
descargas atmosféricas en líneas de transmisión de energía
(Una menor cantidad de fases involucradas, típicamente una
fase menos, con la excepción de rayos de baja probabilidad de
ocurrencia, rayos positivos), pero técnicamente es imposible
limitar el número de fallas por descarga atmosférica actuando
únicamente sobre la resistencia de puesta a tierra.
Si se mejora solamente el sistema de puesta a tierra en las
líneas de transmisión, garantizando una impedancia menor,
mediante excavaciones, instalación de contrapesos, cemento
conductivo, entre otras acciones en terrenos de alta
resistividad (lo cual coinciden con lugares difíciles acceso
como cumbres o laderas empinadas), siempre se tendrá que
evaluar la impedancia propia de la torre, la cual en el caso
específico pesa sensiblemente en la impedancia total.
IV. DESEMPEÑO DEL SISTEMA DE PUESTA A TIERRA
EN LÍNEAS DE TRANSMISIÓN DE ENERGÍA.
La resistencia de puesta a tierra de las torres es un parámetro
fundamental.
Considerando nuestro caso de estudio, se asigna el total de
torres y los valores de puesta a tierra en el TABLE N° 02, los
cuales han sido medidos de la línea de transmisión la cual
tiene 1241 torres, el detalle se muestra en el TABLE N° 02:
TABLE II
DISTRIBUCIÓN DE LAS RESISTENCIAS A LO LARGO DEL CASO DE
ESTUDIO
Puesta
a tierra
(Ohm)
Menor
a
<5
De
<5 a
<10
Número
de
torres
400
236
De
<10
a
<20
205
De
<20
a
<40
174
De
<40
a
<80
45
Mayor
a
>80
total
181
1241
Adicionalmente el valor promedio de la tasa de falla por 100
km/año, se emplea para determinar la distribución de la
resistencia de la puesta a tierra de las torres, empleando un
vano promedio de 100 m de largo.
En el TABLE N° 03, se muestra la tasa de falla promedio real
en el primer y segundo circuito, en el cual se puede apreciar
que la mayor tasa de falla se presenta en una fase del primer
circuito con resistencia mayor a 20 ohm (2.718 fallas por cada
100 km) y duplica la tasa de falla entre 40 a 80 ohm (4.762
fallas por cada 100 km)
Del TABLE N° 03, se construye la Fig. 10, Fig. 11 y Fig. 12
las cuales son valores reales de la línea del caso de estudio, en
las cuales se muestra la tasa de falla promedio, se concluye
que el 50% de las fallas monofásicas sobre uno de los circuito
se obtienen en la fase superior, por una posible falla en el
apantallamiento, el complemento se ejecutan en las fases
inferior y media, en los siguientes párrafos se detallará los
principales comentarios del TABLE N° 03:
10 Ω). Las fallas en función de la resistencia presentan valores
estables para valores superiores a 20 Ω.
TABLE III
TASA DE FALLA PROMEDIO
Falla
Monof
ásico
simple
Doble
monofá
_sico
Polifási
_co
sobre
un
circuito
Polifási
_co
sobre
varios
circuito
s
1er
circuito
2do
circuito
1er
circuito
2do
circuito
1er
circuito
2do
circuito
1er
circuito
2do
circuito
<5
1.393
<10
1.453
<20
2.718
<40
2.956
<80
4.762
>80
1.692
0.929
0.675
1.813
3.051
0.00
0.00
0.321
0.182
1.672
2.463
3.810
0.00
0.321
0.726
0.836
0.493
0.952
0.00
0.00
0.039
0.00
0.08
0.103
0.061
0.194
0.33
0.00
0.00
1.728
0.00
0.00
0.298
0.687
0.809
1.564
1.852
0.269
0.00
0.525
0.413
1.595
1.417
(Fallas por cada 100km de línea)
Considerando la Fig. 11, ante fallas polifásicas, sobre ambos
circuitos se muestra un incremento en el valor de la
resistencia.
Finalmente de acuerdo a lo indicado en la Fig. 12, para
nuestro caso de estudio, el número de descargas atmosféricas
que impactan en la línea de transmisión de energía se
determina en un promedio de 72 eventos/100km/año en un
periodo de 50 días de tormentas por año. Dicha información es
consistente con los datos del diseño.
Al observar con detenimiento la evolución de las fallas de la
Fig. 10, Fig. 11 y Fig. 12, la saturación de la curva debería
tener un valor mucho más elevado del obtenido por la
estadística, considerando exclusivamente el primer impacto
del rayo, despreciando el efecto de la inductancia de la torre y
asumiendo que la cadena de aisladores, permita una descarga
ante valores pico de 1300 kV por aislamiento, con la corriente
de 40 kA (corriente mediana de la distribución), en dicho caso
se produciría la descarga por valores de resistencia superiores
a 36 Ω.
Las fallas monofásicas dobles, en ambos circuitos, se
presentaron en las 2 fases inferiores, esto es coherente con el
contorneo inverso, back flashover.
El análisis de la estadística pone en evidencia elementos de
criticidad en cuando a la confiabilidad de los elementos del
sistema de puesta a tierra.
De acuerdo a la Fig. 10 las fallas asociadas a la resistencia de
puesta a tierra, se presentan en torres con resistencia baja (5-
Figura 10. Tasa de falla monofásica simple y doble en función de la
resistencia de tierra de la torre donde se ubicó la falla
(*) Implementado con valores reales del caso de estudio.
Figura 11. Tasa de falla polifásica en función de la resistencia de tierra de la
torre donde se ubicó la falla
(*) Implementado con valores reales del caso de estudio.
Figura 12. Tasa promedio de falla total en función de la resistencia de puesta a
tierra de la torre en que se ubicó la falla.
(*) Implementado con valores reales del caso de estudio.
Por lo tanto la tasa de falla por este valor de resistencia
debería ser igual a 36 fallas / 100km / año, valor muy elevado.
Con relación a la corriente del primer impacto de la descarga
atmosférica, para valores de resistencia de puesta a tierra
menor a 10 Ω se precisaría de una intensidad de corriente
superior a 300 kA para causar la descarga, valor de corriente
con probabilidad totalmente despreciable, con lo cual se
obtendría la tasa de falla de 2 fallas/100 km/año (2% de rayos
que impactan la línea de transmisión de energía).
V. EVALUACIÓN DEL DESEMPEÑO DE LA TORRE Y
COMPONENTES SOMETIDOS A DESCARGA
ATMOSFÉRICA
Hasta la reflexión del pie de la torre (los primeros 700 ns) la
fase superior es la más solicitada; luego, hasta la segunda
reflexión del primer vano la fase central y la inferior son las
más solicitadas, finalmente la fase inferior termina siendo la
más solicitada, de acuerdo a la Fig. 13.
Figura 13. Tensión entre el cable de guarda y tierra. Rayo 200 kA, 12/100 us.
Resistencia de puesta a tierra 10 ohm.
Inicialmente el acoplamiento entre la corriente de la descarga
atmosférica y la diferencia de potencial en los extremos de la
cadena de aisladores, es resistivo con valor de 35 Ω. Dicho
valor depende únicamente de la configuración de la torre y de
las impedancias de onda de los conductores.
Hasta la reflexión del primer vano, el acoplamiento entre la
corriente de rayo y la diferencia de potencial a los extremos de
la cadena de aisladores presentan las mayores solicitaciones,
por la presencia de una componente inductiva, debido a una
mutua inductancia de valor igual a 15.3 μH a la cual se suma
la contribución de la resistencia mutua, con valor igual a 8 Ω
aproximadamente.
Finalmente el valor del acoplamiento resistivo se reduce a
4.3Ω mientras que el acoplamiento inductivo resulta
prácticamente igual.
Haciendo el mismo análisis, para la diferencia de potencial
entre el cable de guarda y la tierra, el valor del acoplamiento
resistivo inicial es de 90 Ω, el valor de la inductancia es de 33
μH, y el valor del acoplamiento resistivo vale 10 Ω (es decir el
valor de la resistencia de puesta a tierra de la torre), hasta la
reflexión del primer vano, y 7.75 Ω hasta el instante en que el
rayo alcanza su valor de pico de corriente, lo cual podemos
verificar en la Fig. 14.
La tasa de falla debido al apantallamiento, está relacionada
con la puesta a tierra de la torre. La tasa de falla por back
flashover debida al primer impacto de la corriente de rayo,
depende de la resistencia de puesta a tierra de la torre, que
descarga y de las torres adyacentes. La tasa de falla por back
flashover debida a impactos sucesivos de la corriente de rayo
es debida a la configuración geométrica de la torre;
considerando que la corriente ocasionada por los impactos
sucesivos, posee una corriente pico de tiempo inferior a los del
primer impacto.
ii) En cuanto a los cables de tierra aéreos, UBGW (Under
Built Guard Cable) el modelamiento ha determinado una
protección efectiva del cable de conexión adicional, durante 5
vanos consecutivos. De hecho, el efecto de los UBGW esta
compartido por torres adyacentes mientras que el efecto
benéfico de los pararrayos tiene que ver exclusivamente con la
torre de instalación.
Figura 14. Tensión en los extremos de las cadenas de aisladores. Rayo de 200
kA 12/100 us, resistencia de tierra de 10 ohm.
La Fig. 14, compara la tensión a los extremos de la cadena,
frente a una corriente de primer impacto de rayo de 80 kA y
aquella causada por un impacto sucesivo de 40 kA, el primer
impacto debería producir fallas monofásicas dobles antes que
fallas polifásicas sobre un solo circuito, como se demuestra en
la Fig. 15.
Se ha considerado como análisis complementario, el efecto de
la componente de tensión a frecuencia fundamental, después
de la primera descarga sobre la fase inferior de un circuito, las
fases más solicitadas son la inferior y la intermedia del
segundo circuito; en este escenario se produce una falla
monofásica doble.
Figura 15. Desarrollo de una falla monofásica doble por corriente de primer
impacto, Rayo 120 kA 11/100, resistencia de puesta a tierra de 20 ohm.
Efecto de pararrayos:
Sobre la estimación de la probabilidad de falla, por efecto de
pararrayos en la línea de transmisión de energía o de los
cables de tierra aéreo, empleando el modelo de la Fig. 1, se ha
calculado la mínima corriente de primer impacto que causa 4
fallas simultáneas las cuales están en función de:
• Valor de la resistencia de puesta a tierra de la torre con
valores mayores o iguales a 50 Ω. (10% de las torres y al 40%
de las fallas).
• Instalación de 1 a 4 pararrayos de línea. (Tipo EL2-198).
• Instalación de dos cables de tierra aéreos.
De la Fig. 16 y ensayos se concluyen para torres de doble
circuito:
i) Los primeros dos pararrayos deberán ser instalados en las
dos fases inferiores, los últimos dos sobre las fases superiores.
Este orden ha sido elegido para proteger progresivamente a las
fases más solicitadas. El tercer y cuarto pararrayo protege
también (parcialmente) de las fallas de apantallamiento y de
las fallas por descarga de rayos sucesivos.
Figura 16. Primer descarga atmosférica que provoca las secuencias de fallas
indicadas.
La Fig. 16, se muestra el valor de la corriente crítica en
función del tipo de falla, resistencia de la torre y resistencia
del sistema de puesta a tierra.
Las medidas antes mencionadas deben ser consideradas
exclusivamente para torres con valores de resistencia de
puesta a tierra mayores o iguales a 50 Ω, para valores
inferiores las corrientes críticas, deben considerar que la
protección brindada por los pararrayos evita la descarga de la
fase sobre la cual está instalado el pararrayo, por lo tanto
deben considerarse las siguientes acciones:
i) Las máximas corrientes críticas son relativas a la instalación
de cuatro pararrayos (2 en fases inferiores y 2 en fases
superiores).
ii) El uso de los UBGW tiene un efecto comparable con la
instalación de un pararrayo (dos para la primera falla). Como
último se ha calculado la máxima corriente de rayo drenada
por los pararrayos, asociada a una corriente extrema de 500
kA. El valor máximo de corriente en cada pararrayo es
substancialmente independiente del número de pararrayos
instalados. Dicho valor parece compatible con las
características del pararrayo que es de clase 2. Los pararrayos
20 kA en clase 1 resisten 2 pulsos de 100 kA. Para aquellos en
clase 2 la prueba de 100 kA.
Reducción de la resistencia de puesta a tierra:
En TABLE IV se muestra los resultados de la evaluación, la
cual no ha considerado pararrayos de línea instalados en la
torre. Se ha considerado tres valores límites: 50, 100 y 200 Ω,
que corresponden en tomar medidas sobre el 9.9%, 4.4% y
2.2% de los sistemas de puesta a tierra de las torres del caso de
estudio. La tabla siguiente compara la severidad total del caso,
es decir sin cambio de la resistencia de puesta a tierra de las
torres.
TABLE IV
EFICACIA DE LA LIMITACIÓN DE LA RESISTENCIA DE PUESTA A
TIERRA
Medida
Referencia
R<200Ω
R<100Ω
R<50Ω
Instala_
ciones
modi_
FIcadas
0.00%
2.21%
4.41%
9.93%
Severidad de las fallas
A
B
C
D
Total
Bene_
ficios
0.04
0.041
0.04
0.034
0.829
0.733
0.595
0.401
1.00
0.899
0.75
0.517
10%
25%
48%
0.04
0.018
0.014
0.009
0.112
0.107
0.10
0.074
Para nuestro caso de estudio, los eventos que se relacionan
con la pérdida de función de la línea de transmisión en 220 kV
se asocian a los porcentajes: 11.6%, 28.2% y 51.6% por
limitación del valor de resistencia respectivamente a 200,100
y 50 Ω.
• Empleo de elementos aditivos químicos como el cemento
conductivo
• La instalación de pararrayos en línea.
• La reducción de la solicitación a través del cambio del
acoplamiento entre cable de guarda y conductor.
Las primeras dos medidas ya han sido estudiadas
extensivamente y parcialmente aplicadas [1]. Por cierto, se
trata de medidas potencialmente eficaces cuya aplicabilidad
puede encontrar limitaciones de orden práctico, es por tanto
que se presente en la Fig. 17 la elección de acciones que
permite mejorar el desempeño de sistemas de transmisión.
La medida de la limitación de la resistencia de puesta a tierra
de las torres es potencialmente eficaz. Para lograr beneficios
importantes se debería limitar las resistencias a 200 Ω, no es
realista pensar que eso se puede lograr añadiendo contrapesos.
El aumento en longitud de los contrapesos existentes, es poco
eficaz, considerando que se incrementa la inductancia. El
aumento del número de los contrapesos es poco eficiente dado
que se incrementa la resistencia mutua entre los contrapesos.
N° de Eventos
Figura 17. Beneficio en función de la tecnología y eventos.
Una posible alternativa será el uso de electrodos con cemento
conductivo instalado en pozos perforados pero hay que tener
en cuenta la naturaleza del terreno, lo cual en la mayoría de
este tipo de línea de transmisión, son terrenos rocosos.
En conclusión, la reducción de la resistencia de puesta a tierra
de las torres probablemente puede aportar beneficios
solamente en una medida parcial.
VI. CONCLUSIONES
Se puede concluir lo siguiente:
• No es confiable analizar la distribución de las fallas en
líneas de transmisión, si solamente consideramos la función de
resistencia de puesta a tierra con respecto al desempeño para
mitigar el efecto de las descargas atmosféricas.
• Un número importante de desconexiones por descarga
atmosférica, depende de la falla de apantallamiento ante
descargas atmosféricas sucesivas, por el número elevado de
fallas monofásicas que involucran a las fases superiores.
• En fallas múltiples que involucran torres con resistencia de
puesta a tierra de baja magnitud, menor a 20 ohm, se presenta
por impactos sucesivos de los rayos. Las fallas polifásicas que
involucran a un solo circuito son causados por evolución de la
falla monofásica por efecto de impactos sucesivos.
AGRADECIMIENTOS
Reconocimiento a la empresa Red de Energía del Perú
(REP), HMV Ingenieros Ltda Colombia (H-MV) y a la
Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP), doctorado
en Ingeniería, por el apoyo y desarrollo de la presente
investigación.
Revisión y soporte del departamento de ingeniería de la
Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP) por el PhD.
Luis Ricardo Chirinos García y PhD. Andrés Melgar Sasieta.
REFERENCES
[1]
[2]
[3]
[4]
Las medidas para reducir las fallas debido a descarga
atmosférica, que permiten mejorar el desempeño de la
confiabilidad de las líneas de transmisión, tienen que abordar
4 tipos de tecnología de forma progresiva como se indica en
la Fig. 17:
• Instalación de contrapesos en los sistemas de puesta a
tierra.
[5]
[6]
F. H. Silveira, S. Visacro, R. E de Souza, A. de Conti. “Assessing the
Impact of Subsequent Strokes on the Lightning Performance of
Transmission Lines of 138 kV”, International Conference on Lightning
Protection, Vienna, Austria, 2012.
F. H. Silveira, S. Visacro, A. de Conti, C. R de Mesquita.
“Backflashovers of transmission Lines Due to Subsequent Lightning
Strokes”. IEEE transactions on electromagnetic compatibility, Vol 54
N° 02, April 2012.
V.A. Rakov, AA. Borghetti, C. Bouquegneau, W.A. Chisholm, V.
Cooray, K. Cummins, G. Diendorfer, F. Heidler, A. Hussein, M. Ishii,
C.A. Nucci, A. Piantini, O. Pinto, Jr., X. Qie, F. Rachidi, M.M.F. Saba,
T. Shindo, W. Schulz, R. Thottappillil, S. Visacro, W. Zischank,
CIGRE Technical Brochure on Lightning Parameters for Engineering
Applications, International Symposium on Lightning Protection (XII
SIPDA), Brazil, October 7-11, 2013.
STUDI ELETTRICI (ESC) y Red de Energía del Perú S.A. “Estudio
para el Mejoramiento de la Confiabilidad de la Línea de Transmisión
220 kV Mantaro – Cotaruse – Socabaya”. Perú July 2014.
Diendorfer, G., H. Pichler, and M. Mair. 2009. Some parameters of
negative upward-initiated lightning to the Gaisberg tower (2000–2007).
IEEE Trans. Electromagnetic. Compat. 51: 443-52.
Handbook for Improving Overhead Transmission Line Lightning
Performance, Electr. Power Res. Inst., Palo Alto, CA, Rep. 1002019,
2004.
[7]
[8]
[9]
IEEE, ‘IEEE Guide for Improving the Lightning Performance of
Transmission Lines’, IEEE Standard 1243-1997, December. 1997.
CIGRE Working Group, study committee c4.407 ‘Lightning Parameters
for Engineering Applications’. August 2013.
Baba, Y. and V. A. Rakov. 2005. On the use of lumped sources in
lightning return stroke models. J. Geophys. Res. 110: D03101,
doi:10.1029/2004JD005202.
Ricardo Manuel Arias Velásquez es graduado en Ingeniería
Eléctrica de la Universidad Nacional de San Agustín (UNSA),
Segundo título profesional en Ingeniería de Proyectos por la
Universidad Nacional de San Agustín (UNSA), Maestría en
Ciencias con mención en Ingeniería de Proyectos por la
Universidad Nacional de San Agustín (UNSA), actualmente
se encuentra finalizando los estudios de doctorado en ingeniería en la
Pontificia Universidad Católica del Perú (PUCP). Labora en Red de Energía
del Perú (REP) en el cargo de coordinador de evaluación de sistema de
transmisión y Líder de Gestión de Activos Perú para el grupo empresarial ISA
“Interconexión Eléctrica E.S.P. S.A.”
Jennifer Vanessa Mejía Lara es graduada en Ingeniería
Eléctrica por la Universidad Nacional de Colombia, Maestría
en Ciencias con mención en Ingeniería de Proyectos por la
Universidad Nacional de San Agustín (UNSA) y actualmente
se encuentra finalizando los estudios de doctorado en
ingeniería en la Pontificia Universidad Católica del Perú
(PUCP). Labora en HVM Ingenieros en el cargo de coordinador país de
Proyectos (LATAM).
Luis Ricardo Chirinos García Profesor del Departamento de
Ingeniería - Sección de Ingeniería Mecánica PUCP. Doctor en
Ciencias Ambientales de la Universidad de Concepción,
Chile. Estudios de Maestría en Gestión Ambiental,
Universidad Nacional Federico Villarreal, Perú. Auditor
Energético UNI-PAE. Ingeniero Mecánico de la PUCP (CIP
52095). Experiencia en el desarrollo de Proyectos de investigación vinculados
con la contaminación atmosférica por el uso de combustibles fósiles.
Caracterización de material particulado derivado de los procesos de
combustión industrial. Calidad de aire intra-domiciliaria. Sostenibilidad
energética. Auditorías energéticas en el sector térmico. Actualmente ocupa el
cargo de Director de la Maestría en Energía y Coordinador de la Sección de
Ingeniería Mecánica.
Andrés Melgar Sasieta profesor del departamento de
ingeniería electrónica de la Pontificia Universidad Católica
del Perú (PUCP), PhD de ingeniería y gestión del
conocimiento de la Universidade Federal de Santa Catarina
of Brasil, Magister en Ciencias con mención en Ingeniería
Biomédica, con larga experiencia en ciencias de la
computación, con énfasis en programación de lenguaje.