1Abstract— Overvoltage protection systems are necessary to protect power system components against several types of overvoltages. In this paper, protection against overvoltage caused by lightning in 69 kV distribution feeders is addressed. The idea is to describe a methodology whereby is possible to analyze the performance of a protection system which is composed by surge arresters when exposed mainly to direct lightning incidence.
Moreover, typical overvoltage ranges were considered in this paper for the purpose of evaluating the developed protection system. Thus the major contribution of this paper relies upon the assessment of the lightning protection system performance, under different configurations.
Keywords— lightning, lightning overvoltage, overvoltage protection, power quality, surge arrester.
I. INTRODUÇÃO
S CRITÉRIOS de confiabilidade e continuidade do fornecimento de energia elétrica são objetos de estudos e pesquisas com o intuito de desenvolver metodologias para melhorar a qualidade dos serviços relacionados à energia elétrica. Os critérios de qualidade de energia são apresentados pelos módulos dos Procedimentos de Distribuição de Energia Elétrica no Sistema Elétrico Nacional (PRODIST) [1], implementados pela Agência Nacional de Energia Elétrica, (ANEEL) e regidos por meio dos Procedimentos de Rede elaborados pelo Operador Nacional do Sistema Elétrico (ONS) [2], quando o contexto se dá no âmbito da distribuição de energia elétrica. As pesquisas nesse segmento vêm se desenvolvendo há décadas, mas os constantes aprimoramentos dos requisitos de qualidade do fornecimento de energia elétrica fazem esse tema ser reincidente naquilo que se considera atual em termos de pesquisas aplicadas à qualidade de energia elétrica.
O bom funcionamento de um sistema elétrico de potência tem como um dos requisitos importantes a instalação de um adequado Sistema de Proteção contra Descargas Atmosféricas (SPDA) e um bom sistema de aterramento [3]. De forma geral, os SPDAs são constituídos por para-raios, os quais atuam na condução de corrente ao solo ao mesmo tempo em que limitam a solicitação de tensão imposta ao equipamento protegido ao valor da sua tensão residual acrescida da queda
M. A. Araújo, Universidade de São Paulo (USP), São Carlos, São Paulo, Brasil, marcel.araujo@usp.br.
R. A. Flauzino, Universidade de São Paulo (USP), São Carlos, São Paulo, Brasil, raflauzino@sc.usp.br.
V. C. Moro, Universidade de São Paulo (USP), São Carlos, São Paulo, Brasil, vinicius.moro@usp.br.
J. C. M. Vieira, Universidade de São Paulo (USP), São Carlos, São Paulo, Brasil, jcarlos@sc.usp.br.
de tensão indutiva devido à corrente de descarga no condutor de descida para a terra [4].
A modelagem de SPDAs pode ser empregada na resolução de vários problemas, dentre os quais se destacam:
• Análise das tensões induzidas pelas descargas atmosféricas [5];
• Definição da localização e da quantidade de para-raios a serem instalados [6];
• Redução de desligamentos indesejados e consequentes afundamentos de tensão e rejeição de carga [7];
• Determinação da influência do posicionamento dos para- raios nas fases sobre os índices de desligamentos da linha e sobre os níveis de absorção de energia dos para-raios [8], [9];
• Avaliação comparativa da utilização dos para-raios de linha em relação aos métodos clássicos de controle dos desligamentos para as descargas atmosféricas [10];
• Análise da utilização de para-raios com ou sem centelhador, e avaliação do desempenho da linha frente a descargas atmosféricas sem para-raios nas cadeias de isoladores de forma a englobar análises que identificam regiões críticas [11].
Neste contexto, em [12] são apresentados os resultados do desenvolvimento de uma técnica numérica para identificar os parâmetros de modelagem de para-raios a óxido metálico, ou Metal-Oxide-Arrester (MOA), a partir da aplicação de uma tensão de impulso de 8x20µs sob os para-raios em condições de teste. Os autores usam técnicas de otimização, tendo em vista que estudos de modelagem indicam que os MOAs podem ser representados simplesmente pela sua característica não linear. No entanto, na prática isto não é adequado para estudos de surto de descarga porque os MOAs apresentam características dinâmicas tais que a tensão em seus terminais aumenta com o tempo de crista da onda enquanto a corrente diminui, e a tensão atinge seu pico antes do pico de corrente dos para-raios.
Em [13] são apresentados testes com o Extended Rusck Model (ERM), o qual permite o cálculo de tensões induzidas por descargas atmosféricas em estruturas vizinhas às linhas e em linhas com configurações mais realistas, comparando-os com dados obtidos por descargas naturais e modelos experimentais. Além disso, demonstra-se que o modelo ERM é suficientemente preciso para análise de tensões induzidas por descargas atmosféricas em linhas que utilizam cabos guarda e/ou para-raios. Ademais, as averiguações realizadas
M. A. Araújo, Member, IEEE, R. A. Flauzino, Member, IEEE, V. C. Moro and J. C. M. Vieira, Member, IEEE
Modeling and Simulation of Surge Arresters for Lightning Protection of Distribution Systems
O
indicam que a relação entre os valores de pico das tensões induzidas por descargas iniciais típicas e subsequentes podem ser maior ou menor que a unidade, dependendo da configuração da linha.
Em [14] é abordada a aplicação de um modelo simplificado de para-raios e o estudo sobre o comportamento dos mesmos é realizado baseando-se em suas características de tensão e corrente conforme o padrão ANSI/IEEE C62.11- 1993. Para tanto, a tensão residual dos para-raios é calculada para uma corrente de descarga de 10 kA e diferentes formas de onda de 8x20µs, 30x60µs e um impulso com 0,5µ de frente de onda. Além disso, sua modelagem é baseada em dados fornecidos pelo fabricante desconsiderando a dependência da temperatura, da resistência não linear e a curva de histerese UxI do mesmo, além de considerar constante sua capacitância.
O modelo em estudo é aplicado na proteção de um transformador após a comutação de disjuntor desligando-o, sendo que o disjuntor está ligado ao transformador por um cabo alimentador com um comprimento de 30 m e todos os componentes do sistema são representados por modelos que empregam características dependentes da frequência. A análise de proteção foi realizada com três para-raios ligados entre fase-terra, e com seis para-raios conectados entre fase- terra e entre fases. Para o primeiro caso, observou-se que a sobretensão fase-terra é limitada pelo nível de proteção do para-raios, enquanto a sobretensão entre fases ainda pode permanecer elevada. Já o segundo caso mostra que ambas as tensões, fase-terra e fase-fase, são significativamente reduzidas, e a duração do religamento do transformador é menor do que na configuração com três para-raios.
Em [9] são demonstrados estudos visando analisar a melhoria de desempenho de uma linha de transmissão de 400 kV frente à sobretensões geradas por descargas atmosféricas após instalação parcial (apenas uma fase) e total (todas as fases) de para-raios de óxido metálico em função do número de fases em que eles estiverem instalados, além de também buscar estimar a capacidade de absorção de energia dos mesmos. Para tanto, no trabalho são apresentadas as características de maior relevância da linha em estudo e a análise do comportamento da mesma quando exposta a descargas atmosféricas sem a proteção de para-raios. Também foram expostas as características do método de Monte Carlo implementado no EMTP/ATP (Electromagnetic Transients Program/Alternative Transients Program) para simulação das situações em exame, e os estudos realizados para estimar a capacidade de absorção de energia dos para-raios e a redução da taxa de contorno com a instalação total e parcial dos mesmos. Dessa forma, após as simulações propostas mostra-se possível conseguir diferentes graus de melhoria do comportamento da linha dependendo do número e da posição de instalação dos para-raios. Consta-se também que a energia absorvida pelos para-raios depende do modelo de torre implementado e calculado, e que esta energia seria maior se a ocorrência de descargas consecutivas fosse levada em consideração. Além disso, conclui-se que um dos aspectos mais importantes deste estudo é determinar o para-raios mais adequado para instalar em uma única fase de um circuito duplo.
Posto isto, por meio dos trabalhos científicos supracitados verifica-se a importância da modelagem de para-raios em
estudos de proteção contra descargas atmosféricas, bem como o valor da análise da localização e do número de tais dispositivos a serem instalados em uma rede de distribuição ou de transmissão.
Dessa forma, este artigo objetiva apresentar a maneira pela qual um sistema de proteção contra sobretensões baseado em para-raios pode ser modelado, e como seu modelo pode ser empregado no estudo de problemas envolvendo sistemas elétricos de potência em interação com descargas atmosféricas. Na presente pesquisa, serão avaliadas descargas atmosféricas diretas em uma linha de distribuição real, embora este tipo de incidência seja menos frequente. Esta averiguação será feita, pois o comportamento do sistema de proteção contra esse tipo de ocorrência permite avaliar os riscos de danos a que está sujeita a linha de distribuição, e se há condições técnicas e econômicas de protegê-la completamente. Ressalta-se que em alimentadores rurais, como o avaliado neste artigo, que cruzam pastagens ou plantações, a possibilidade da ocorrência de descargas diretas é maior em comparação a alimentadores urbanos.
Este artigo encontra-se organizado em seis seções desenvolvidas após a introdução, sendo que na seção II os principais aspectos referentes às sobretensões de origem atmosférica são sumarizados. Já na seção III são apresentados mais detalhes sobre os SPDAs, enquanto que na seção IV a modelagem de para-raios é discutida. Além disso, os resultados de simulações computacionais são expostos na seção V, e na seção VI são exibidas as conclusões da pesquisa.
II. SOBRETENSÕES DE ORIGEM ATMOSFÉRICA EM SISTEMAS ELÉTRICOS DE POTÊNCIA
A incidência de descargas atmosféricas nos condutores de linhas de transmissão e de distribuição (descargas diretas) ou em suas proximidades (descargas indiretas) pode dar origem a sobretensões transitórias de elevada magnitude que se propagam ao longo da linha. Além disso, se as amplitudes destas sobretensões excederem os níveis de suportabilidade do sistema poderão ocorrer descargas disruptivas, as quais podem evoluir para arcos elétricos, trazendo como consequência o estabelecimento de faltas entre uma ou mais fases para a terra e a necessidade da atuação do dispositivo de proteção contra sobrecorrentes para eliminar o problema.
Segundo a modelagem de Rusck [15], a equação (1) representa um equacionamento geral para um degrau de corrente aplicado a uma linha monofásica infinitamente longa, tomada sobre um solo perfeitamente condutor, segundo a qual a máxima sobretensão induzida (Umax) em um ponto da linha localizado o mais próximo do ponto de incidência da descarga é calculada por:
= 1 +
√(1)
Em que Ip é a corrente descarga, h é altura da linha, d é a distância entre o ponto de incidência da descarga e o centro da linha; v é a razão entre a velocidade da descarga induzida e da luz, e Z0 a impedância característica da linha.
Não obstante, em sistemas com tensões superiores a 200 kV, os níveis de isolamento são capazes de suportar as sobretensões induzidas por descargas atmosféricas e as
sobretensões devido às descargas diretas, dependendo do seu nível de tensão. Isto ocorre, uma vez que em sistemas de extra alta tensão os surtos de maior impacto são provenientes de manobras dos mesmos, e também porque suas elevadas capacitâncias provocam o surgimento de elevadas sobretensões em condições de manobra devido ao Efeito Ferranti [16].
Contudo, em sistemas de transmissão e distribuição com tensões nominais inferiores a 200 kV, os quais são foco do estudo apresentado neste artigo, a incidência de uma descarga direta na maioria das vezes acarreta falhas dielétricas do sistema, implicando na queima de equipamentos com prováveis danos físicos e materiais.
Além disso, as sobretensões oriundas de descargas indiretas ocorrem com maior incidência nos sistemas de distribuição já que os mesmos contam com uma blindagem natural de prédios, árvores e elevadas estruturas que se encontram ao seu redor, o que faz com que as descargas que atingem estas estruturas induzam um surto por acoplamento eletromagnético nas linhas de distribuição. O pulso eletromagnético criado pela descarga e o campo magnético gerado em decorrência da circulação da corrente de descarga de retorno captada por um ponto próximo à rede, promovem a indução de uma corrente nos condutores e em sua proximidade originando uma onda de surto de sobretensão de intensidade inferior às causadas por descargas diretas e com tempo de subida ao pico de tensão também menor [16].
Não obstante, a magnitude deste surto e sua forma de onda dependem das características da descarga, tais como amplitude e forma de onda da corrente, velocidade da descarga de retorno, distância e posição relativa à rede de distribuição, características do solo, configuração e parâmetros da rede.
Ressalta-se que quanto menor a condutividade do solo maior será a magnitude da sobretensão que surgirá no sistema.
Enfim, devido aos vários fatores de elevado grau de complexidade envolvidos no estudo de sobretensões geradas por descargas atmosféricas, sejam elas diretas ou indiretas, são de grande valia estudos de modelagem e desenvolvimento de SPDAs baseados na utilização de para-raios, os quais são o foco do estudo apresentado neste artigo.
III. SISTEMA DE PROTEÇÃO CONTRA DESCARGAS ATMOSFÉRICAS (SPDA)
A partir dos estudos realizados a respeito dos diferentes métodos que podem ser utilizados para proteger e melhorar o desempenho dos sistemas elétricos frente aos distúrbios provocados por descargas atmosféricas destacou-se o SPDA como um dos principais métodos empregados para este fim, mais precisamente aplicando os para-raios de óxido de zinco.
Os SPDAs têm como objetivo evitar e minimizar o impacto dos efeitos das descargas atmosféricas, e suas funções são neutralizar o crescimento do gradiente de potencial elétrico entre o solo e as nuvens, e oferecer à descarga elétrica que for cair em suas proximidades um caminho preferencial, reduzindo os riscos de sua incidência sobre as estruturas.
Ademais, dentre os SPDAs os para-raios são os equipamentos mais usados para proteção e coordenação do isolamento de vários tipos de dispositivos e sistemas elétricos, tais como transformadores, reguladores de tensão, e linhas de
transmissão e distribuição, e por isso foram modelados no projeto do SPDA deste artigo. Os mesmos funcionam como uma alta impedância sob tensão nominal de operação e como baixa impedância durante os surtos de tensão.
Atualmente há diferentes tipos de para-raios disponíveis construídos com Carboneto de Silício (SiC) e Óxido de Zinco (ZnO). Porém os mais utilizados são os de ZnO porque este material apresenta uma característica não linear superior à do SiC na região de intensidade de correntes mais baixas, o que o faz um melhor material para a construção dos para-raios.
IV. MODELAGEM DE PARA-RAIOS
Nesta seção, serão apresentados os requisitos necessários para modelagem no software ATP, por meio da interface gráfica ATPDraw, do modelo de para-raios mais adequado para a presente pesquisa, bem como as características elétricas do para-raios necessário para a linha sob análise e a validação do mesmo.
A. Características do Modelo Pinceti e Giannettone
O Modelo Pinceti e Giannettone contido em [17], escolhido para implementação neste artigo, é fruto de trabalhos apresentados em artigos e confrontado com o modelo convencional do ATP e com o modelo do grupo de trabalho 3.4.11 do IEEE [18]. Ressalta-se que este modelo foi escolhido porque representa muito bem as características dinâmicas dos para-raios, além de somente necessitar de parâmetros elétricos para construir o circuito elétrico correspondente, e de não precisar de correções iterativas, o que o tornam um modelo bastante atraente do ponto de vista de esforço computacional e disponibilidade de dados por parte dos fabricantes.
A Fig. 1 ilustra o modelo proposto em [17] e as equações (2) e (3) os parâmetros indutivos L0 e L1 deste modelo, nas quais se tem Vn correspondendo à tensão nominal do varistor;
VR1/T2 representando a tensão residual frente a um surto de corrente de módulo 10 kA e tempo de subida de 1,2 µs; VR8/T2
indicando a tensão residual para uma corrente com frente de onda de 8 µs; e VR8/20 evidenciando a tensão residual para uma corrente de 10 kA e forma de onda de 8x20 µs.
Figura 1. Modelo proposto por Pinceti e Giannettone [17].
=
(2)=
(3)As características dos resistores não lineares A0 e A1, derivadas do modelo proposto pelo IEEE [18] são baseadas nas curvas apresentadas na Fig. 2, a partir das quais se construiu a Tabela I.
Figura 2. Característica V x I dos resistores não lineares do modelo apresentado em [17].
TABELA I. CARACTERÍSTICAS DOS RESISTORES NÃO LINEARES EXPOSTAS EM [17].
Corrente (kA) A0
Tensão (pu) A1 Tensão (pu)
2e-6 0,81 0,623
0,1 0,974 0,788
1 1,052 0,866
3 1,108 0,922
10 1,195 1,009
20 1.277 1,091
B. Características elétricas da linha e dos para-raios modelados
A partir dos dados fornecidos de operação da linha, das sobretensões averiguadas em virtude das simulações de descargas atmosféricas realizadas, e por meio dos dados contidos em [19], é possível determinar o melhor para-raios para a linha empregada no estudo deste artigo.
Dessa forma, para determinação do para-raios a ser implementado foram necessários alguns parâmetros da linha e da região onde a mesma se encontra, obtidos a partir da referência [20], tais como a tensão de linha que é igual a 69 kV, o que implica em uma tensão de fase igual a 39,8 kV; a máxima amplitude da corrente de descargas atmosféricas igual a 10 kA; o Índice Ceráunico (IC) da região onde se situa a linha aproximadamente igual a 60, segundo referência [21], e consequentemente a Densidade de Raios (DR) para a região da linha que é igual a 1,89, obtida a partir da equação (4), abaixo:
= 0,0024 ,
(4)
Com estes dados e por meio da análise das informações contidas em [19] serão expostas adiante as características elétricas dos para-raios modelados neste artigo. Para cada tensão de sistema por meio da Tabela II e da Tabela IV, as quais contêm as características de proteção garantidas dos para-raios, podem ser selecionadas a tensão máxima de sistema (Um), que é a tensão máxima entre fases durante serviço normal, e a tensão nominal (Ur), a qual é a tensão que um para-raios precisa suportar durante 10 segundos após ter sido pré-aquecido a 60 °C e submetido a uma injeção de energia como definido no padrão IEC.
TABELA II. CARACTERÍSTICAS DE PROTEÇÃO GARANTIDAS DO PARA-RAIOS (ADAPTADO DE [19]).
Tensão Máxima
de Sistema Tensão
Nominal Tensão residual Máxima com Onda de Corrente – 8x20µs
Um Ur 5 kA 10 kA
[kVrms] [kVrms] [kVpico] [kVpico]
36
30 73,3 77,7
33 80,6 85,5
36 88 93,3
39 95,3 102
42 103 109
48 118 125
52
42 103 109
48 118 125
51 125 133
54 132 140
60 147 156
66 162 171
TABELA III. PARÂMETROS PARA DETERMINAÇÃO DO VALOR MÍNIMO DE UR DO PARA-RAIOS (ADAPTADO DE [19]).
Aterramento
do Sistema Duração da Falha
Tensão do Sistema Um
[kV]
Tensão Nominal Mínima Ur [kV]
Eficaz ≤1s ≤100 ≥0,8xUm
Eficaz ≤1s ≥123 ≥0,72xUm
Não-eficaz ≤10s ≤170 ≥0,91xUm
Não-eficaz ≤2h ≤170 ≥1,11xUm
Não-eficaz > 2h ≤170 ≥1,25xUm
TABELA IV. CARACTERÍSTICAS DE PROTEÇÃO DO PARA-RAIOS (ADAPTADO DE [19]).
Tensão Máxima de
Sistema
Tensão
Nominal Isolamento Externo
Um Ur 1,2/50µs 60Hz 250/2500µs
seco úmido (10s) úmido [kVrms] [kVrms] [kVpico] [kVrms] [kVpico]
36 30-48 310 150 250
52 42-60 310 150 250
66 370 180 300
Sendo assim, para determinar Um deve-se adotar o valor igual ou imediatamente superior à tensão máxima de operação fase-neutro da linha, que neste caso é 39,8 kV, logo pela Tabela II adota-se Um igual a 52 kV. Já para determinar Ur
precisa-se analisar a Tabela III, por meio da qual se depreende que Ur ≥ 0,8 x Um, uma vez que o aterramento da linha é considerado eficaz e Um ≤ 100 kV, ou seja, Ur é igual a 41,6 kV. Assim, pela Tabela II novamente deve-se tomar o valor igual ou imediatamente superior ao encontrado para Ur, e dessa forma adota-se Ur igual a 42 kV.
Desse modo, é possível determinar os parâmetros Vn, VR1/T2, VR8/T2 e VR8/20, da equação (2) e da equação (3) para implementar o modelo apresentado em [17]. Com os dados da Tabela II e Tabela IV, e fazendo as devidas correspondências obtém-se Vn igual a 42 kV, VR1/T2 igual a 310 kV, VR8/T2 e VR8/20
igual a 109 kV, L1 igual a 19,36 µH, L2 igual a 6,45 µH, e as características dos resistores não lineares A0 e A1, como exposto na Tabela V.
TABELA V. CARACTERÍSTICAS DE A0 E A1 DOS PARA-RAIOS MODELADOS.
Corrente (kA) A0
Tensão (kV) A1 Tensão (kV)
2e-6 251,1 193,13
0,1 301,94 244,28
1 326,12 268,46
3 343,48 285,82
10 370,45 312,79
20 395,87 338,21
C. Validação do modelo de para-raios
Posto isto, montando o circuito da Fig. 1 com os resistores não lineares parametrizados com os dados anteriormente obtidos, utilizando o resistor de 1 MΩ para evitar dificuldades de convergência nas simulações, configurando a fonte para simular uma descarga atmosférica com forma de onda 1,2x50 μs e corrente de descarga 10 kA obtém-se o resultado da Fig.
3, a partir da qual se depreende que o modelo exposto em [17]
e implementado está operando corretamente. Constata-se o correto funcionamento deste modelo de para-raios, pois a partir do momento em que foi submetido a uma tensão superior a sua tensão nominal, sua impedância sofreu uma grande diminuição dissipando a corrente de impulso atmosférico, limitando o valor da sobretensão resultante e recuperando seu alto valor de impedância após o término da solicitação da tensão.
Figura 3. Resposta do modelo de para-raios para forma de onda 1,2x50μs e corrente de descarga 10 kA.
V. RESULTADOS
Inicialmente, foram realizadas simulações de descargas atmosféricas fundamentadas em Diesendorf [22] com tempo de subida 1,2 µs, tempo descida 50 µs, corrente de descarga variando entre 10 kA, 4,5 kA e 2,5 kA, impedância do canal de ionização do ar de 1 kΩ ou 3 kΩ, nos pontes 2, 5 e 8 da linha em estudo. Ressalta-se que para realizar estas simulações os trechos da linha foram modelados segundo o modelo JMarti [23], dado que para este tipo de simulação a dependência da frequência é relevante.
A partir dos dados obtidos por meio destas simulações de descargas atmosféricas verificou-se que na condição mais crítica averiguada, ou seja, de maior sobretensão, os valores máximos em módulo das sobretensões geradas são de 2.542 kV para tensão positiva e -2.102 kV para tensão negativa.
Estes picos de sobretensão ocorreram para o caso em que a corrente de descarga é de 10 kA, a resistência do canal de
ionização é de 3 kΩ e a descarga é aplicada e medida no ponto 5 da linha, ilustrada na Fig. 4 a seguir.
Figura 4. Modelo simplificado da linha para simulações de descargas atmosféricas.
Em seguida, foram realizadas simulações de descargas atmosféricas adicionando 2, 3 ou 5 conjuntos de para-raios do modelo proposto em [17] para a condição mais crítica averiguada anteriormente. Adverte-se que um conjunto de para-raios é composto por 3 para-raios, sendo um por fase.
Inicialmente foram feitas simulações com a adição de 2 conjuntos de para-raios nos extremos da linha, ou seja, ponto 1 e ponto 9, como se vê na Fig. 5, com as quais foram obtidas as sobretensões geradas na linha e as tensões e correntes averiguadas sob os para-raios, expostas na Tabela VI.
A partir da Tabela VI conclui-se que apenas 2 conjuntos de para-raios não são suficientes para protegê-la, uma vez que a máxima sobretensão medida no ponto 5 é de 2.586 kV.
Entretanto, observa-se o adequado funcionamento dos para- raios, pois a máxima tensão residual medida sobre os mesmos é de 265 kV, a qual não ultrapassa o limite estabelecido pelo fabricante que é de 310 kV. Além disso, a maior corrente encontrada, que é de 8,7 kA, igualmente não excede o limite de 10 kA suportável pelos para-raios.
Figura 5. Modelo simplificado da linha com para-raios instalados nos pontos 1 e 9.
TABELA VI. VALORES MÁXIMOS DE TENSÃO E CORRENTE NA LINHA COM 2 CONJUNTOS DE PARA-RAIOS EM DECORRÊNCIA DA APLICAÇÃO DE DESCARGAS ATMOSFÉRICAS.
Linha com 2 Para-raios Equipamento Ponto de
Medição Fase A Fase B Fase C Para-
raios 1
Corrente
[A] 1 3.181 -3.049 8.754
Tensão
[kV] 1 -233 -220 265
Para- raios 2
Corrente
[A] 9 2.909 2.118 8.159
Tensão
[kV] 9 -209 -184 242
Medidor de
Tensão [kV] 2 -819 -569 1.408
Medidor de
tensão [kV] 5 -1.599 -1.442 2.286
Medidor de
tensão [kV] 8 679 492 1.985
Posteriormente, foram feitas simulações acrescentando 3 conjuntos de para-raios na linha, localizados nos pontos 1, 5 e 9 como se observa na Fig. 6, com as quais foram obtidos os resultados da Tabela VII.
Figura 6. Modelo simplificado da linha com para-raios nos pontos 1, 5 e 9.
A partir da Tabela VII depreende-se que com a instalação de 3 conjuntos de para-raios a linha encontra-se protegida, já que a máxima sobretensão medida para este caso se dá no ponto 2 e é de 244 kV. Além disso, observa-se que a tensão residual medida sobre os para-raios é de 162 kV e novamente não ultrapassa o limite estabelecido pelo fabricante que é de 310 kV, e a maior corrente encontrada, que é de 9,4 kA, igualmente não excede o limite de 10 kA.
TABELA VII. VALORES MÁXIMOS DE TENSÃO E CORRENTE NA LINHA COM 3 CONJUNTOS DE PARA-RAIOS EM DECORRÊNCIA DA APLICAÇÃO DE DESCARGAS ATMOSFÉRICAS.
Linha com 3 Para-raios Equipamento Ponto de
Medição Fase A Fase B Fase C Para-
raios 1
Corrente
[A] 1 -322 -289 -454
Tensão
[kV] 1 -114 -133 142
Para- raios 2
Corrente
[A] 5 0,94 1,61 9.480
Tensão
[kV] 5 148 132 162
Para- raios 3
Corrente
[A] 9 -141 -97 364
Tensão
[kV] 9 -112 -106 125
Medidor de Tensão
[kV] 2 -136 -111 244
Medidor de tensão
[kV] 5 155 132 161
Medidor de tensão
[kV] 8 -118 -103 133
Por fim, realizaram-se simulações acrescentando 5 conjuntos de para-raios na linha, localizados nos pontos 1, 3, 5, 7 e 9, como se observa na Fig. 7, com as quais foram obtidos os dados da Tabela VIII.
A partir da Tabela VIII infere-se que com a instalação de 5 conjuntos de para-raios a linha encontra-se protegida uma vez que a máxima sobretensão medida para este caso se dá no ponto 2 e é igual a 237 kV, e que os para-raios funcionaram corretamente mais uma vez já que a máxima tensão residual medida sob os para-raios é igual a 179 kV e a maior corrente é de 9,2 kA.
Figura 7. Modelo simplificado da linha com para-raios nos pontos 1, 3, 5, 7 e 9.
TABELA VIII. VALORES MÁXIMOS DE TENSÃO E CORRENTE NA LINHA COM 5 CONJUNTOS DE PARA-RAIOS EM DECORRÊNCIA DA APLICAÇÃO DE DESCARGAS ATMOSFÉRICAS.
Linha com 5 Para-raios Equipamento Ponto de
Medição Fase A Fase B Fase C Para-
raios 1
Corrente
[A] 1 -122 -157 263
Tensão
[kV] 1 -78 -118 124
Para- raios 2
Corrente
[A] 3 -157 -164 578
Tensão
[kV] 3 -134 -128 179
Para- raios 3
Corrente
[A] 5 1,83 2,49 9.247
Tensão
[kV] 5 84 97 110
Para- raios 4
Corrente
[A] 7 -178 -122 7.154
Tensão
[kV] 7 -138 -124 177
Para- raios 5
Corrente
[A] 9 58 32 197
Tensão
[kV] 9 -92 -91 112
Medidor de
Tensão [kV] 2 -124 -102 237
Medidor de
tensão [kV] 5 138 113 146
Medidor de
tensão [kV] 8 -97 -91 136
VI. CONCLUSÃO
A partir do exposto anteriormente conclui-se que o melhor cenário dentre os simulados para constituição do SPDA para a linha em estudo é o de 3 conjuntos de para-raios instalados nos pontos 1, 5 e 9, uma vez que 2 conjuntos foram ineficientes para protegê-la e que 5 conjuntos, apesar de protegê-la, não é uma opção financeiramente atrativa em face da viabilidade econômica de compra, instalação e manutenção dos mesmos.
Além disso, também constatou-se que o modelo de para- raios proposto em [17] e implementado com os parâmetros e características elétricas contidas em [16] se mostrou eficiente na proteção contra sobretensões de origem atmosférica, dado o desempenho do SPDA constituído com os mesmos.
Ressalta-se que este artigo cumpre sua finalidade de
contribuir com métodos e informações sobre a modelagem e o dimensionamento de proteção contra sobretensões de origem atmosférica por meio do uso de para-raios através do SPDA simulado por meio da interface gráfica ATPDraw.
Observa-se também que podem ser utilizados em outros sistemas os conceitos e métodos aqui apresentados, desde que sejam avaliadas suas características elétricas para dimensionamento, alocação e quantificação dos para-raios a serem instalados.
AGRADECIMENTOS
Os autores agradecem a CAPES, CNPq e FAPESP pelo apoio financeiro, aos colaboradores do Laboratório de Automação Inteligente de Processos e Sistemas (LAIPS), do Laboratório de Sistemas de Energia Elétrica (LSEE) e aos profissionais do Departamento de Engenharia Elétrica da Escola de Engenharia de São Carlos da Universidade de São Paulo.
REFERÊNCIAS
[1] Procedimentos de Distribuição de Energia Elétrica no Sistema Elétrico Nacional. Disponível em: http://www.aneel.gov.br/area.cfm?idArea=82.
Acessado em 03/08/2015.
[2] Procedimentos de Rede. Disponível em:
http://www.ons.org.br/procedimentos/index.aspx. Acessado em 03/08/2015.
[3] R. J. Silva, A. M. O. Junior, “Sistemas de Proteção Contra Descargas Atmosféricas e Aterramento”, Projeto Final apresentado ao Curso de Engenharia Elétrica, Universidade Federal de Goiás, Goiânia, GO, 2004.
[4] P. H. M. Santos, “Análise de desempenho frente a impulsos atmosféricos induzidos em circuitos de media tensão”, Dissertação Mestrado em Engenharia Elétrica, Universidade Federal de Itajubá, Itajubá, MG, 2007.
[5] A. D. Andrade, R. L. Markiewicz, A. C. G. Bezerra, “Melhoria de Desempenho de Linhas de Transmissão sob a ação de Descargas Atmosféricas”, VI SBQEE, Belém, PA, 2005.
[6] T. A. Short e R. H. Ammon, “Monitoring Results of the Effectiveness of Surge Arrester Spacing on Distribution Line Protection”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol. 14 pp. 1142-1150, July 1999.
[7] D. C. Miranda, L. V Cunha, S. Visacro, R. N. Dias, C. R Mesquita,
“Resultados da Aplicação de Metodologia Inovadora para Melhoria de Desempenho da LT Guilman Amorim – Ipatinga 1, 230 kV, frente a Descargas Atmosféricas”, XIX SNTPEE, Rio de Janeiro, RJ, 2007.
[8] K. G. Ringler, P. Kirkby, C. C. Erven, M. V. Lat and T. A. Malkiewicz,
“The Energy Absorption Capability and Time-to-Failure of Varistors Used in Station-Class Metal-Oxide Surge Arresters”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol. 12, nº. 1, pp. 203-212, Jan. 1997.
[9] J. M. A Velasco, F. C. Aranda, “Lightning Performance Analysis of an Overhead Transmission Line Protected by Surge Arresters”, IEEE Latin America Transactions, vol. 7, nº 1, March 2009.
[10] T. E. McDermott, T. A. Short and J. G. Anderson, “Lightning Protection of Distribution Lines”, IEEE Transactions on Power Delivery, vol. 9, no. 1, pp. 138–152, Jan. 1994.
[11] L. C. R. Galvão, L. C. Zanetta, F. A. Moreira, M. L. B. Martinez, W.
Sato, D. O. C. Brasil, O Kastrup, A. Nigri, P. Maldonado, F. M. S.
Carvalho, “Aplicação de para-raios ZnO em Linha de 138 kV”, Furnas Centrais Elétricas S.A, Universidade de São Paulo, XIV SNTPEE, Belém, PA, 1997.
[12] H. J. Li. Birlasekaran, S. S. Choi, “A Parameter Identification Technique for Metal-Oxide Surge Arrester Models”, IEEE Transactions on Power Delivery, Vol 17, nº 3, July, 2002.
[13] A. Piantini, J. M. Janiszewski, “Lightning-Induced Voltages on Overhead Lines-Application of the Extended Rusck Model”, IEEE Transactions on Electromagnetic Compatibility, vol. 51, nº 3, August, 2009.
[14] M. Popov, L. van der Sluis, G. C. Paap, “Application of a New Surge Arrester Model in Protection Studies Concerning Switching Surges”, IEEE Power Engineering Review, September, 2002.
[15] S. Rusck, “Induced Lightning Over-Voltages on Power Transmission Lines with Special Reference to Over-Voltage Protection of Low Voltage Network”. PhD Thesis, Royal Instituteof Technology, Stockholm, Sweden, 1957.
[16] M. A. M. Saran, “Sobretensões de origem atmosférica em linhas de média tensão”, Dissertação de Mestrado em Engenharia Elétrica, Universidade Federal de Itajubá, Itajubá, MG, 2009.
[17] P. Pinceti, M. Giannettoni, “A simplified model for zinc oxide surge arresters”, IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 14, Nº 2, pp.393- 398, 1999.
[18] IEEE Working Group 3.4.11, “Modeling of metal oxide surge arresters”, IEEE Transactions on Power Delivery, Vol. 7, N° 1, pp. 302- 309, 1992.
[19] ABB - High Voltage Surge Arresters Buyer’s Guide, Edition n° 9, 124p.
2011.
[20] E. Biasotto, “Um procedimento de análise para a repotenciação de linhas de subtransmissão de 34,5 kV para 69 kV”, Dissertação Mestrado em Engenharia Elétrica, Escola de Engenharia de São Carlos, Universidade de São Paulo, São Carlos, SP, 2009.
[21] Proteção de Estruturas Contra Descargas Atmosféricas, NBR 5419, 2005.
[22] W. Diesendorf, Insulation Coordination in High Voltage Electric Power Systems, London, Butterworth, 1974.
[23] J.R. Marti, “Accurate Modelling of Frequency-Dependent Transmission Lines in Electromagnetic Transient Simulations”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems.,vol. PAS-101, pp. 147--155, no. 1, Jan.
1982.
Marcel Ayres de Araújo, graduou-se em 2010 em Engenharia Elétrica e obteve o titulo de Mestre em Ciências em 2013 na mesma área, pela Universidade de São Paulo (USP), São Carlos, Brasil. Atualmente esta estudando para obter o grau de Ph.D. na mesma universidade. Tem interesse em pesquisas relacionadas à proteção de sistemas de energia, localização de faltas, redes neurais artificiais, redes inteligentes, geração distribuída e sistemas de energia elétrica.
Rogério Andrade Flauzino, graduou-se em Engenharia Elétrica pela Universidade Estadual Paulista (UNESP) em 2002. Obteve o Título de Mestre em Engenharia Industrial pela UNESP em 2004 e em 2007 o Título de Doutor em Engenharia Elétrica foi-lhe conferido pela Universidade de São Paulo (USP). Desde 2008 é professor do Departamento de Engenharia Elétrica e de Computação da Escola de Engenharia de São Carlos – EESC/USP. A partir de 2014 tornou-se Professor Associado mediante concurso de Livre-Docente na mesma instituição. Seus interesses em pesquisa são Sistemas Elétricos de Potência e aplicações de sistemas inteligentes.
Vinícius de Cillo Moro, nasceu em Campinas, Brasil, em 1988. Graduou-se em Engenharia Elétrica pela Universidade de São Paulo (USP), Brasil em 2010. Atualmente é estudante de mestrado da Universidade de São Paulo. Seus interesses de pesquisa estão dentro da área de proteção de sistemas elétricos de potência.
José Carlos de Melo Vieira Jr., obteve os títulos de Mestre e Doutor em Engenharia Elétrica na Universidade Estadual de Campinas (UNICAMP), Campinas, Brasil, em 1999 e 2006, respectivamente. De 1999 a 2003 trabalhou como Engenheiro de Projetos na empresa FIGENER S.A. Engenheiros Associados, em São Paulo, Brasil. De 2006 a 2007 foi pós- doutorando na Universidade Estadual de Campinas. Atualmente é professor assistente no Departamento de Engenharia Elétrica da Escola de Engenharia de São Carlos da USP, São Carlos, Brasil. Seus interesses em pesquisa são geração distribuída e sistemas de distribuição de energia elétrica.
