Este trabalho foi desenvolvido no âmbito do Programa de Pesquisa e Desenvolvimento Tecnológico do Setor de Energia Elétrica regulado pela ANEEL, através do projeto 1201/2012. Os autores do trabalho agradecem ao Grupo ENERGISA pelo suporte financeiro no
Resumo – Este artigo aborda a investigação da correlação entre a corrente de fuga de isoladores de pino de porcelana classe 15 kV e importantes parâmetros relacionados à sua in-tegridade, como nível de poluição, presença de lascas, trincas e perfurações. As características da corrente de fuga analisa-das são: amplitude e fase de suas componentes resistiva e ca-pacitiva, distorção harmônica e incidência de descargas su-perficiais. A correlação entre estas características e a integri-dade dos isoladores é realizada mediante ensaios de labora-tório normalizados (ensaios de suportabilidade sob chuva e tensão disruptiva). O objetivo dessa investigação é obter uma metodologia de inspeção que possa indicar qual a situação dos isoladores instalados na rede através de ensaios em labo-ratório.
Palavras-Chave – isolador, pino, porcelana, corrente de fuga.
I. INTRODUÇÃO
m valor definido de tensão suportável para um isola-mento auto regenerativo, mesmo quando se considera todos os parâmetros físicos externos como pressão, tempe-ratura, umidade, entre outros, não define de forma ade-quada o seu comportamento, pois a característica estatís-tica, associada à natureza da matéria e relacionada com os mecanismos de ruptura e descargas nos materiais isolantes definem valor máximos e mínimos para a tensão suportá-vel.
Existem dois modos de falha dielétrica de um isolador ou sistema de isolamento em porcelana. O primeiro meca-nismo, interno, é a perfuração típica observada em isola-dores de pino. O segundo é formado pelo conjunto de des-cargas superficiais, parciais ou completas, associadas ou não com a presença de poluição.
As propriedades dos isolamentos e seu consequente ín-dice de desempenho, quando aplicados a um equipamento elétrico são de extrema importância. Uma vez que, caso solicitados, estes sistemas devem suportar determinados valores de projeto, ou pelo menos, possibilitar meios para que as falhas possam ser modeladas ou previstas. Dentro deste contexto, o objetivo desse trabalho é analisar as cor-relações entre as componentes da corrente de fuga com os ensaios de suportabilidade elétrica realizados em laborató-rio com isoladores pino de porcelana.
São muitos os trabalhos desenvolvidos que analisam a corrente de fuga em isoladores de porcelana e poliméricos. O foco, entretanto, tem sido para isoladores de classes de tensão superiores à considerada neste trabalho. Em [1], tanto a magnitude da corrente de fuga como a sua distorção
harmônica total (THD) são associados ao estado de isola-dores cerâmicos de 20 kV. Em [2] a situação de isolaisola-dores de disco de vidro é associada à composição harmônica da corrente de fuga. Associação específica com o nível de po-luição é realizada em [3] com o mesmo tipo de isolador. Análises similares, porém para o caso de isoladores poli-méricos, são discutidas em [4]. Em [5], uma análise de ân-gulo de fase entre a corrente de fuga e a tensão aplicada é discutida, mostrando-se também um importante parâmetro a ser associado ao grau de poluição de isoladores de por-celana e isoladores poliméricos. A incidência de descargas parciais, que pode ser detectada através da medição da cor-rente de fuga, também pode ser uma das formas de se ava-liar o grau de poluição de isoladores, como discutido em [6]. Estas referências aqui citadas mostram uma grande di-versidade de métodos de análise relacionados à corrente de fuga que podem ser aplicados para avaliar as condições de isoladores de diversos tipos. Assim, são tomadas como ponto de partida para o desenvolvimento dessa investiga-ção, a qual visa obter métodos mais confiáveis de inspeção de isoladores que os tradicionais métodos baseados em ins-peções visuais apenas.
II. METODOLOGIA
A. Ensaio para medição de corrente de fuga;
Este ensaio tem como objetivo obter o valor e a forma de onda da corrente de fuga de cada isolador objeto do P&D “Análise da Condição de Operação de Isoladores Pino Porcelana Instalados na Rede de Média Tensão do Grupo Energisa”. Sendo um ensaio não-normalizado, seu procedimento foi desenvolvido com base em estudos ante-riores e na experiência de realização de ensaios de corrente de fuga de outros equipamentos elétricos.
O procedimento básico de ensaio adotado foi o se-guinte:
Fixar o isolador na cruzeta através de um pino metálico padronizado, conectando os termi-nais de alta tensão e aterramento conforme mostra a Fig. 1;
Aplicar tensão por 60 segundos e realizar me-dições de corrente de fuga sob tensão nominal fase-terra do isolador.
Metodologia de Diagnóstico de Isoladores de Pino de
Porcelana Através da Análise de Corrente de Fuga
G. M. F. Ferraz¹, R. Salustiano¹, R. M. Capelini¹, M. L. B. Martinez², I. C. Tavares³, L. E. de Sousa
Men-des³, M. J. N. Novaes³ e A. R. de Oliveira
4HVEX¹, LAT-EFEI², ENERGISA³, DEODE
4
Figura 1 - Isolador acoplado à cruzeta e conectado ao sistema de ensaio.
Deste modo, as medições de corrente da fuga foram re-alizadas a seco, de acordo com a montagem do isolador na estrutura de forma semelhante à encontrada em campo. No entanto, o pino de suporte do isolador foi aterrado e a cor-rente de fuga medida através deste aterramento, sendo uti-lizado para isso um resistor shunt. A forma de onda da cor-rente foi adquirida e registrada por meio de um osciloscó-pio, cujo controle e automatização foram realizados com o auxílio de um software desenvolvido em laboratório.
De uma forma bastante simplificada, um isolador pode ser representado eletricamente pelo circuito equivalente mostrado na Fig. 2. A tensão aplicada faz fluir a corrente denominada corrente de fuga total, que conforme o modelo é a combinação de duas componentes distintas: uma com-ponente resistiva, cuja comcom-ponente fundamental é respon-sável pelas perdas e uma componente capacitiva, que sob condições normais de operação constitui-se no efeito pre-dominante na composição da corrente total.
R C
Figura 2 - Modelo simplificado de um isolador.
Em geral, o desempenho dielétrico sob a aplicação con-tínua de campos alternados é modelado pelo fator de po-tência do isolamento, que é a razão entre a popo-tência ativa e a potência aparente, e recebe a denominação de "tangente de delta”, ou “tangente de perdas" e pode ser determinada experimentalmente por meio de circuitos em ponte. No caso de equipamentos de alta tensão é típico o uso das "Pontes de Schering" para a determinação da capacitância e tangente de delta. O elemento de referência das pontes deve ser um capacitor padrão, com capacitância conhecida
com grande precisão e com perdas desprezáveis. Geral-mente se utilizam de capacitores isolados a gás compri-mido.
Variações na corrente resistiva ou na tangente de delta podem ser resultado de mudanças na temperatura de ope-ração, na tensão aplicada ou na frequência de operação. No entanto, também podem ser decorrentes de mecanismos de degradação da isolação. Logo, o monitoramento dessas ca-racterísticas, de forma “online” ou “off-line” pode ser im-plementado pelas equipes de manutenção na prevenção de falhas.
Por experiência envolvendo outros equipamentos, es-pera-se que uma alteração no valor da capacitância reflita problemas físicos graves, como quebras e trincas, en-quanto um valor anormal da tangente de delta reflita uma degradação do meio isolante, como trilhamento, que deve ser demonstrado nos demais ensaios laboratoriais.
No método tradicional de ensaio de tangente de delta, é necessário, além do capacitor padrão, décadas resistivas e capacitivas, bem como um detector de nulo e cabos espe-ciais, normalmente, com dupla blindagem. Trata-se de um ensaio demorado e pouco prático para a execução em todas as amostras de isoladores. Existem algumas implementa-ções virtuais dos circuitos em ponte que dispensam o equi-líbrio manual do conjunto e alguns requisitos de hardware, como, por exemplo, o capacitor padrão.
Nesse casos, perde-se a noção de valores absolutos, mas sempre é possível comparar os resultados de forma rela-tiva, o que é adequado aos objetivos do presente projeto. Deste modo, pode-se fazer a aquisição de um sinal de cor-rente nas amostras por meio de um derivador resistivo (re-sistor shunt) ou obter um sinal mais próximo do que se ob-teria em uma ponte, por meio de um derivador capacitivo. A compensação é feita via software obtendo-se uma boa estimativa da capacitância e do valor da tangente de delta. O arranjo da medição de corrente de fuga utilizado neste trabalho consta de um derivador, já inclusos os cir-cuitos de proteção necessários ao acoplamento aos equipa-mentos de medição e registro de corrente e um divisor de tensão. Este é bem semelhante aos arranjos propostos nos métodos virtuais para a determinação de tangente de delta ou para a decomposição da parcela resistiva da corrente.
Nos primeiros ensaios, para o comissionamento dos procedimentos foi utilizado um divisor resistivo. No en-tanto, como demonstrado, sua utilização não é adequada, em função da excessiva distorção de fase introduzida na forma de tensão, o que exige compensação adicional tanto para o procedimento de determinação da tangente de delta quanto para a determinação da componente resistiva da corrente. Um ensaio de resposta em frequência foi aplicado ao divisor resistivo disponível, com 100 MΩ de impedân-cia do lado de alta e 100 kV de tensão máxima aplicada, como mostrado na Fig. 3.
Figura 3 - Ensaio de resposta em frequência do divisor de tensão re-sistivo de 100 kV e 100 MΩ.
III. RESULTADOS E DISCUSSÃO
Observa-se na Fig. 3 que há distorção significativa na fase mesmo sob frequência industrial, apesar da amplitude se manter constante para uma grande faixa de frequência. Portanto, este divisor é adequado para medidas de módulo mesmo que a tensão possua distorções harmônicas signifi-cativas. Entretanto, não fornece referência de fase, o que é necessário para os ensaios propostos. Como alternativa, optou-se pela utilização de um divisor capacitivo quando dos ensaios no LAT-EFEI e um divisor de tensão capaci-tivo amortecido, nos ensaios no LEAT-ENERGISA, que é o mesmo utilizado nos ensaios de impulso e que possui uma resposta plana até alguns MHz.
A Fig. 4 mostra a medição da corrente de fuga de uma amostra de isolador. Para a aquisição de corrente, foi utili-zado um resistor shunt de 10 kΩ, cujo sinal de tensão, pro-porcional a corrente de fuga, era enviado para um oscilos-cópio Tektronix - MSO4034, configurado para a aquisição com 1 MΩ de impedância de entrada e taxa de amostragem de 50 kS/s.
Figura 4 - Oscilograma da medição de corrente de fuga da amostra ASD-1-003-P40FC, evidenciando a presença de descargas superficiais. Portanto, é desejável que os dados obtidos com a abor-dagem no domínio do tempo possam ser comparados aos resultados obtidos com as análises no domínio da frequên-cia e com a literatura. Em particular existem diversos tra-balhos que tentam correlacionar a relação entre o conteúdo de terceiro harmônico das formas de tensão e corrente com o estágio de degradação de diversos equipamentos, como para-raios e isoladores, por exemplo. Portanto, a análise no domínio da frequência deve ser realizada simultaneamente com a análise no domínio do tempo.
Uma fonte frequente de problemas com o uso da FFT está associada a diferentes intervalos de amostragem entre a aquisição do sinal e o sinal adquirido. Nas formas de cor-rente de fuga a taxa de amostragem de 50 kS/s não é múl-tiplo inteiro da fundamental de 60 Hz da rede. Dessa forma, uma análise usando a Transformada Rápida de Fou-rier está sujeita ao fenômeno de vazamento espectral, onde uma parte da energia da fundamental é transferida para as frequências adjacentes, diminuindo a confiabilidade da es-timativa dos valores referentes a energia espectral [7] - [14].
Após a extração do trecho necessário à análise da tensão e corrente aferidas, a próxima etapa é a decomposição das parcelas resistiva e capacitiva, com a determinação do va-lor da capacitância e da tangente de delta ou a forma da corrente resistiva no domínio do tempo. Partindo da ten-são, pode-se obter uma forma que retrate o efeito capaci-tivo, por meio de diferenciação, por exemplo com base no método das diferenças finitas. No entanto, este procedi-mento aumenta o nível de ruído presente nos dados. Como as informações foram quantizadas em valores de 8 bits, o ruído de quantização é muito aumentado por esse método, inviabilizando sua utilização. Diversas alternativas podem ser utilizadas, como o uso de ajuste por meio de funções polinomiais, transformadas Wavelet, métodos espectrais de diferenciação e o uso de funções de otimização basea-dos nas anti-derivadas.
Um algoritmo especialmente projetado foi utilizado para a decomposição das formas de tensão e corrente, tendo em vista as limitações do método dos mínimos qua-drados e as alternativas disponíveis. A Fig. 5 mostra o re-sultado da aplicação do algoritmo, com base na mesma amostra utilizada na Figura Fig. 4.
Figura 5 - Decomposição da corrente de fuga nas parcelas resistiva e capacitiva.
A técnica de decomposição vista permite a obtenção da parcela resistiva nos isoladores de forma objetiva e uma comparação relativa de valores, com base na amplitude. Em decorrência do exposto acima também é possível bus-car indicativos de desbus-cargas superficiais. A detecção de descargas superficiais faz uso da Transformada Wavelet, mais adequada que a Transformada de Fourier à detecção de pequenas oscilações contidas em um sinal aproximada-mente senoidal.
O resultado do algoritmo de detecção de descargas su-perficiais pode ser visto na Figura. 5, onde os trechos de-tectados com incidência de descargas superficiais foram marcas automaticamente com as setas e a inscrição PD.
Um indicativo numérico sobre o número de ocorrências detectadas está disponível, bem como um indicativo da in-tensidade da descarga superficial, como uma forma de cor-relacionar a ocorrência e/ou intensidade de descargas ao estado do isolador.
Faz-se necessário correlacionar os dados obtidos com a análise da corrente de fuga com a inspeção visual e os da-dos de ensaios laboratoriais de tensão suportável e disrup-tiva [15]-[17]. As amostras consideradas foram apenas as que possuem todos os dados disponíveis, conforme ensaios e planilhas desenvolvidas pelo LEAT-ENERGISA, onde estão disponíveis o código de identificação da amostra, a data de fabricação, o fabricante, os dados dos ensaios de tensão suportável e disruptiva sob chuva, bem como os da-dos da inspeção visual.
Para os dados de inspeção visual, é fornecida a infor-mação se o isolador se encontrava sujo, pouco sujo, perfu-rado (com a posição da perfuração), lascado (com a posi-ção da lasca), quebrado (com a posiposi-ção da quebra) ou se apresentava considerável camada de poluição. Para facili-tar a separação em grupos de acordo com a condição da inspeção visual, foi necessária a elaboração de um pro-grama que classificasse os isoladores com base nos crité-rios e fornecesse valores binácrité-rios, para a inclusão em um banco de dados adequado às análises estatísticas.
Um programa foi desenvolvido para a extração dos pa-râmetros do banco de dados de origem, bem como para a montagem de um novo banco de dados, tanto com as ima-gens referentes à decomposição, para uma rápida inspeção visual e validação do algoritmo, quanto com os resultados numéricos necessários para uma análise estatística.
A Tabela 1 demonstra a existência de uma correlação inversa entre o ano de manufatura do isolador e a sua cor-rente de fuga. É intuitivo pensar que quanto mais novo o isolador menor deve ser sua corrente de fuga e possível es-tado de degradação. Tal fato é confirmado pelos dados uti-lizados na presente análise, o que também descarta, a prin-cípio, algum problema pontual na manufatura dos isolado-res, pelo menos no que tange aos quesitos avaliados. Além disso, pode-se destacar a correlação entre a corrente capa-citiva de crista e as perdas no isolador e o ano de manufa-tura.
Tabela 1 - Correlação entre a corrente de fuga e ano de manufa-tura.
Ano de Fabricação
Correla-ção
p-value
Corrente Total (Arms) -0.110 0.001 Corrente de Fuga Total Pico (Ap) -0.135 0.000 Corrente de Fuga Resistiva Pico (Ap) -0.144 0.001 Corrente de Fuga Capacitiva Pico (Ap) -0.121 0.000 Perdas (W) -0.165 0.000
Destaca-se que o primeiro indicativo é aquele que men-sura a correlação, indo de -1 para 1, onde cada extremidade aponta muita afinidade inversa e direta, respectivamente, e valores próximos ou iguais a 0 apontam baixa afinidade. Não obstante, o segundo valor refere-se ao p-value, nú-mero que representa adesão estatística do resultado. Vale
ressaltar que tal valor deve ser inferior a 0,05 para provar a correlação segundo o Método de Pearson.
A Tabela 2 mostra a correlação direta entre a corrente de fuga e o estado de sujeira do isolador, sendo destacada a correlação direta entre a componente resistiva da cor-rente de fuga com a presença de lascas e furos. Por fim, obserse a correlação inversa entre a componente do va-lor de pico da corrente de fuga total com o estado de apro-vação. Deste modo, estes elevados valores de correlação reforçam a prerrogativa técnica de que as descargas anali-sadas são superficiais e refletem na medição da corrente de fuga.
Tabela 2 - Correlação da Inspeção Visual do Isolador com a Cor-rente de Fuga
Isolador Furado Isolador Aprovado Correla-ção p-va-lue Correla-ção p-va-lue Corrente Total (RMS) 0.694 0.000 -0.229 0.000 C. Fuga Total Pico (Ap) 0.702 0.000 -0.234 0.000 C. F. Resistiva Pico (Ap) 0.742 0.000 -0.223 0.000
A Tabela 3 traz informações relativas da correlação en-tre as componentes da corrente de fuga com os ensaios de suportabilidade e tensão disruptiva realizadas em laborató-rio onde é possível observar a existência de correlações in-versas com destaque para: componente capacitiva da cor-rente de fuga versus suportabilidade do isolador e compo-nente total da corrente com a tensão disruptiva média.
Tabela 3 - Correlação entre ensaios de laboratoriais e corrente de fuga Tempo de Suportabilidade Tensão Disruptiva Média Correla-ção p-va-lue Correla-ção p-va-lue Corrente Total (RMS) -0.100 0.002 -0.402 0.000
C. Fuga Total Pico
(Ap) -0.136 0.000 -0.424 0.000
A Tabela 4 indica evidências de correlação entre a pre-sença das descargas superficiais com o ano de manufatura. Já o número de eventos e sua intensidade se encontram pouco relacionados com o ano de manufatura.
Tabela 4 - Correlação de descargas superficiais (DS) e ano de manufatura Ano de Manufatura Correlação p-value Presença de DS 0.134 0.000 Número de DS 0.028 0.416 Intensidade Principal DS 0.045 0.186
Na Tabela 5Erro! Autoreferência de indicador não
válida. é possível observar a correlação direta do número
de descargas com o estado de degradação tendo como con-traprova a associação da correlação inversa deste com a aprovação da inspeção visual
Tabela 5 – Correlação quanto ao estado físico do isolador Isolador Sujo Isolador Aprovado Correlação p-value Correlação p-value Presença de DS 0.028 0.384 0.012 0.702
Número de DS 0.166 0.000 -0.096 0.003 Intensidade
Principal de DS
0.110 0.001 0.037 0.248
Pelas Fig. de 6 a 8 é possível inferir que há três zonas principais, uma de baixa corrente, outra bem próxima a uma distribuição normal, de característica linear, que en-globa a maioria das amostras, associada a última de cor-rentes elevadas. Estes valores, a princípio extremos não são "Outliers". Esta afirmação pode ser extraída da análise de correlação com a suportabilidade e a tensão disruptiva do isolador, além das informações da Tabela 5.
Finalmente, foram analisadas a correlação entre as am-plitudes da tensão disruptiva média e a percentagem de aprovação nos ensaios de suportabilidade com os valores extraídos das vinte maiores frequências e intensidade das descargas superficiais, como mostrado na Tabela 6, onde fica evidente a correlação entre o número de descargas e a suportabilidade dielétrica. Deste modo, é possível afirmar que o número de ocorrências é um ótimo indicativo quanto ao estado de degradação dos isoladores.
Figura 6 - Distribuição acumulativa de corrente de fuga resistiva, valor de pico (Ap).
Figura 7 - Distribuição acumulativa de corrente de fuga capacitiva, valor de pico (Ap).
Figura 8 - Distribuição acumulativa de corrente de fuga total, valor de pico (Ap).
Tabela 6 – Resumo de estatística básica da suportabilidade e tensão disruptiva segregada
Suportabili-dade
Tensão Disruptiva [kV] Valores médios de todas as
amostras 41% 39,95
Vinte maiores frequências 15% 36,45 Vinte maiores intensidades 25% 37,86
Também foram avaliadas as correlações entre as médias dos valores de tensão disruptiva e a percentagem de apro-vação no ensaio de suportabilidade em comparação com aqueles extraídos das vinte maiores e vinte menores cor-rentes capacitivas e resistivas de pico. Neste caso, fica evi-denciada a presença das zonas – baixa, média e alta cor-rente como descrito acima. Pela Tabela 7 fica claro que valores elevados de correntes capacitivas e resistivas indi-cam queda abrupta da suportabilidade e da tensão disrup-tiva frente aos ensaios submetidos pelos isoladores. Des-taca-se ainda que uma baixa corrente de fuga capacitiva não significa elevada tensão disruptiva, pois a alta compo-nente resistiva em alguns casos, pode mascarar o resultado.
Tabela 7 – Resumo de estatística básica da suportabilidade e tensão disruptiva segregada
Suportabi-lidade
Tensão Disrup-tiva [kV] Valores médios de todas as
amos-tras 41% 39,95
Vinte maiores correntes de fuga
resistiva de pico 20% 28,90 Vinte maiores correntes de fuga
capacitiva de pico 10% 36,64 Vinte menores correntes de fuga
resistiva de pico 70% 44,37 Vinte menores correntes de fuga
capacitiva de pico 70% 42,36
IV.
C
ONCLUSÃOConforme discutido, é possível observar a existência de pulsos de corrente que podem ser atribuídos a ocorrência de descargas parciais externas, neste trabalho denominado descargas superficiais. Estes pulsos formam a base para as ferramentas de detecção em rádio frequência e ultrassom.
0.0005 0.0004 0.0003 0.0002 0.0001 0.0000 99.99 99 95 80 50 20 5 1 0.01 CFIrcrista [A] P o rc e n ta g e m [ % ] 0.00020 0.00015 0.00010 0.00005 0.00000 99.99 99 95 80 50 20 5 1 0.01 CFIccrista [A] P o rc e n ta g e m [ % ] 500 400 300 200 100 0 99.99 99 95 80 50 20 5 1 0.01 CFIrms [uA] P o rc e n ta g e m [ % ]
Quanto maior o número destes pulsos, maiores as compo-nentes resistivas e capacitivas das correntes de fuga, menor é a suportabilidade dielétrica dos isoladores ensaiados. Além disso, foi possível constatar uma pequena correlação de Pearson entre o ano de manufatura do isolador e a cor-rente de fuga, tanto em suas componentes quanto na for-mação das descargas superficiais. Porém, observa-se que a correlação se torna inversa entre a presença de descargas e a suportabilidade do isolador, em outras palavras, quando maior o número e intensidade menor é a tensão suportável do isolador.
Estes fenômenos podem ser utilizados, a princípio, para prover ferramentas de laboratório, uma vez que o arranjo para medição de corrente de fuga é difícil implementação em campo.
Contudo, faz parte dos objetivos da equipe técnica de-senvolver uma ferramenta robusta com algoritmo de detec-ção no diagnóstico de isoladores na rede de distribuidetec-ção, com foco nos resultados da Tabela 2. De fato, os principais problemas para esta o uso desta metodologia seria a sensi-bilidade dos medidores de corrente e implementar o refe-rencial de terra no pino do isolador, pois não é prática re-corrente das concessionárias aterrá-los.
No entanto, o conhecimento sobre a formação de des-cargas superficiais, pode ser aplicado no aperfeiçoamentos dos atuais detectores de rádio frequência e ultrassom para o desenvolvimento de uma nova geração de medidores ca-pazes de fornecer um melhor critério de decisão às equipes de manutenção de redes. Também podem, no futuro, ser aplicados em redes com tensões mais elevadas.
V.
R
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