Resumo -- O aterramento por meio de bobina ressonante é
uma tecnologia inovadora no Brasil. Esta técnica proporciona numerosos benefícios para o sistema elétrico, principalmente a anulação ou minimização a valores seguros da corrente de falta, e a continuidade do fornecimento mesmo sob condição de defeito monofásico. Isto se exprime em índices de qualidade melhores para as concessionárias, e principalmente redução de riscos a pessoas, no que diz respeito a condição de falta. Um problema para a implantação desta técnica esta relacionada as sobretensões nas fases sãs, que chegam a 1,73 p.u., Para que um sistema convencional seja adaptado a esta tecnologia, mantendo o suprimento de energia na condição de falta monofásica, é necessário que a coordenação de isolamento seja revista, evitando danos aos equipamentos já existentes na rede. Assim, este trabalho, desenvolvido pelo LAT-EFEI em parceria com AES Sul, mostra uma alternativa para a substituição dos para-raios, que seria o emprego de centelhadores em série com para-raios a ZnO. Para este novo modo de operação, considerando a Subestação Canudos, os 2000 para-raios atualmente instalados (18, 21 e 24 kV) deveriam ser substituídos por para-raios de 27 kV, implicando em um custo relativamente alto. Assim, verifica-se que a utilização de centelhadores repreverifica-senta um custo 70% menor, mantendo o bom desempenho da rede.
Palavras-Chave -- Aterramento Ressonante, bobina de
Petersen, falta fase-terra, distribuição, sobretensão, coordenação de isolamento.
I. INTRODUÇÃO
S sistemas de media tensão, quando operando com neutro ressonante, permitem o suprimento contínuo das cargas mesmo durante uma condição de falta monofásica, limitando a corrente de falta para níveis seguros. Em contrapartida, a tensão fase-terra das fases sãs eleva-se para o nível de tensão fase-fase. Isto requer o redimensionamento de equipamentos como para-raios e isoladores [1].
O aterramento ressonante é uma técnica amplamente utilizada pelas concessionárias de energia elétrica em diversos
A. A. Nunes, M. L. B. Martinez, E. T. Wanderley Neto, A. M. M. Diniz, A. A. Nóbrega, Universidade Federal de Itajubá, Instituto de Sistemas Elétricos e Energia, Departamento de Sistemas de Potência, Laboratório de Alta Tensão. Itajubá, Minas Gerais, Brasil – 37.500-015. (e-mail: nunesarimatea@lat-efei.org.br, martinez@lat-efei.org.br).
J. I. L. Uchôa, AES Sul Distribuidora Gaúcha de Energia S.A. (e-mail: juliana.uchoa@aes.com).
países europeus, mas representam uma tecnologia inovadora para o sistema brasileiro [2] - no momento existe apenas um sistema de aterramento ressonante no Brasil, e mais três para serem instalados, todos pertencentes à AES Sul Distribuidora Gaúcha de Energia S.A.. Esses quatro sistemas foram originalmente projetados com neutro solidamente aterrado. Para que esses sistemas possam operar continuamente sob condição de falta fase-terra, ou seja, com sobretensões nas fases sãs, usando a bobina de Petersen, é necessário um redimensionamento na coordenação de isolamento, implicando em custos extras para a concessionária.
Neste contexto, este trabalho mostra um estudo sobre o redimensionamento da coordenação de isolamento para a subestação de Canudos. São analisadas as sobretensões com o sistema sob falta monofásica, através de simulações, como também um estudo mostrando uma alternativa de menor custo para a substituição dos para-raios para que o sistema possa operar continuamente.
II. MODO DE OPERAÇÃO
O sistema ressonante é conectado ao neutro transformador da subestação, através de um reator de alta impedância, sintonizado com a capacitância fase-terra total da rede na qual esteja instalado. Esta bobina é variável, permitindo a sintonia em diversas situações em que a rede se encontre.
Este tipo de aterramento tem como princípio a injeção de corrente através da bobina sintonizada, resultando na anulação da corrente capacitiva de defeito, restando sua componente resistiva. Esta componente correspondente as perdas na isolação do sistema e a componente resistiva da bobina de aterramento, devido à mesma não ser bobina puramente indutiva. Em contrapartida, esta corrente resistiva pode ser eliminada com a adoção de um sistema inversor, conectado ao sistema de aterramento. Esse sistema é capaz de injetar uma corrente de mesma intensidade e fase oposta à da corrente resistiva, fazendo com que a corrente de falta seja da ordem de miliampères.
Para um sistema com aterramento ressonante, pode-se verificar na Fig. 01, que as tensões de linha não se alteram durante uma falta fase-terra. Neste caso, o problema está relacionado ao deslocamento da tensão do neutro, que será de 100%, resultando no surgimento de um nível de tensão fase-terra no neutro do transformador, ou seja, o potencial do neutro
A. A. Nunes, M. L. B. Martinez, E. T. Wanderley Neto, A. M. M. Diniz, A. M. Nóbrega
Laboratório de Alta Tensão – Universidade Federal de Itajubá
J. I. L. Uchôa
AES Sul Distribuidora Gaúcha de Energia SA
Emprego de Centelhadores em Série com
Para-raios como Nova Forma de Proteção em
Sistemas com Aterramento Ressonante
não será mais igual ao potencial da terra, como se verifica na condição de operação normal. Pode-se verificar também que as fases sãs submetidas a uma elevação de tensão de √3 vezes, ou seja, o nível de tensão das fases sãs passa de fase-terra para o nível de fase-fase.
Fig. 1. Circuito e diagrama fasorial de um sistema sob falta com neutro ressonante em operação.
O sistema com aterramento ressonante pode operar de dois modos: temporário ou permanente. No modo de operação temporário, a proteção do sistema sob falta atua após algum tempo. A atuação acontece através da retirada da bobina ressonante do sistema, através de uma chave by-pass, promovendo o retorno ao sistema solidamente aterrado. Isto resulta em uma elevada corrente circulando no ponto de falta, sensibilizando a proteção, e desligando o sistema. Como exemplo, no Brasil, na subestação de Canudos da AES Sul, o sistema opera temporiamente, durante 15 segundos, até a atuação da chave by-pass. Estes tipos de sistemas, com aterramento ressonante, operam temporariamente devido as elevadas sobretensões na fases sãs durante a falta. Como os equipamentos dos sistemas não estão dimensionados para esta condição de elevada sobretensão permanente, o sistema precisa ser desligado para a remoção da falta, visto que a continuidade do serviço, acarretaria em avaria dos equipamentos, devido ao rompimento do isolamento fase-terra [3,4].
Na Fig. 2, têm-se um oscilograma obtido através de uma simulação realizada no software ATPDraw. A simulação partiu-se de uma alimentador da subestação de Canudos modelado no software mencionado, onde este sistema possui aterramento ressonante. A tensão de operação do sistema é 23 kV e a medição da tensão fase-terra foi realizada no barramento de saída da subestação. A simulação foi realizada durante 300 ms, onde nos primeiros 150 ms têm-se o sistema em condições normais. Nos 150 ms restantes da simulação, aplicou-se uma falta fase-terra de baixa impedância no meio do alimentador. Nesta figura, percebe-se a sobretensão nas fases sãs, como também a tensão tendendo a zero na fase com
defeito.
(file Sistema_CND_AL01.pl4; x-var t) v:TRS02A v:TRS02B v:TRS02C
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 [s] 0,30 -50 -35 -20 -5 10 25 40 [kV]
Fig. 2. Oscilogramas de tensões fase-terra no barramento.
Na Fig. 3, têm-se outro oscilograma, agora com as tensões fase-fase medidas no mesmo ponto. Como esperado no sistema ressonante, as tensões fase-fase permanencem as mesmas. Percebe-se nestes figuras transitórios no início da falta. Estes transitórios são devidos as oscilações de tensão naturais do sistema.
(file Sistema_CND_AL01.pl4; x-var t) v:TRS02A-v:TRS02B v:TRS02B-v:TRS02C v:TRS02C-v:TRS02A
0,00 0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 [s] 0,30 -50 -35 -20 -5 10 25 40 [kV]
Fig. 3. Oscilogramas de tensões fase-fase no barramento.
Outro modo de operação seria o permanente, onde o sistema continua suprindo energia para os consumidores, durante a condição de falta, sem a preocupação que a proteção atue. Em outras palavras, o sistema pode operar sob falta até que o problema seja resolvido. Em um sistema com neutro ressonante, isto é possível redimensionando a coordenação de isolamento, para que os equipamentos suportem a elevada sobretensão durante tempo indeterminado. A Subestação de Canudos, citada anteriormente, na qual está instalado um sistema operando em modo temporário, será modificada para operar em modo permanente. Assim algumas alterações na coordenação de isolamento deverão ser realizadas para que esta condição de operação seja possível.
III. PARA-RAIOS EM UM SISTEMA COM NEUTRO RESSONANTE
Em um sistema com neutro ressonante, durante uma falta monofásica, a tensão nas fases sãs sobe para o nível de fase-fase. Em contrapartida, o nível de tensão entre fases permanece o mesmo, possibilitando que cargas conectadas entre fases sejam supridas continuamente, mesmo durante a falta.
No caso da subestação de Canudos, como comentado anteriormente, a coordenação de isolamento precisa ser revista, visto que a AES Sul pretende que esta subestação opere no modo permanente. Isto quer dizer que alguns equipamentos precisam ser redimensionados para que o
sistema opere continuamente durante uma falta. Neste artigo, o foco é feito no para-raios.
Em Canudos, o sistema opera com tensão nominal de 23 kV fase-fase. Durante uma falta monofásica, as tensões nas fases sãs, antes 13,3 kV, podem subir para o nível fase-fase. Assim, para que o sistema possa operar da forma pretendida, faz-se necessário redimensionamento dos para-raios para uma condição mais severa de solicitação de isolamento, que seria para a tensão fase-fase e não mais para a tensão fase-terra. Atualmente, os para-raios existentes no sistema são de 18, 21 e 24 kV, tensão nominal, os quais poderão ser substituídos por raios com tensão nominal de 27 kV. Idealmente, para-raios de 30 kV são os indicados, porém a utilização destes pode resultar em tensões residuais críticas [5].
O redimensionamento representa um custo necessário para empresa, visto que é indispensável à substituição dos para-raios existentes na rede. Estes custos estão relacionados ao próprio custo do equipamento, como também o custo da mão de obra para a sua substituição.
IV. SOLUÇÃO PROPOSTA PARA A SUBSTITUIÇÃO DOS PARA-RAIOS EM CANUDOS
Apesar ter sido colocada em operação inicialmente em modo temporário, o objetivo da concessionária é que a subestação Canudos passe a operar no modo permanente. Para isto, umas das necessidades da subestação de Canudos seria a substituição de cerca de 2.000 para-raios existentes (21, 22,5 e 23 kV) por unidades com tensão nominal de 27 kV, gerando um custo de aproximadamente R$ 300.000,00. Estas novas unidades estariam aptas a suportar as sobretensões, durante falta monofásica, por um longo período sem o risco de aquecer demasiadamente e entrar em avalanche térmica.
Uma das alternativas mais interessantes à substituição dos para-raios existentes consiste na instalação de centelhadores em série com estes para-raios. Isto evitaria a necessidade de substituição pelos para-raios de 27 kV.
Para avaliar as características de proteção do sistema, considerando o uso de para-raios, o uso de centelhadores e a proposta alternativa, foram realizadas simulações considerando a modelagem da subestação de Canudos.
A Fig. 4 mostra o diagrama unifilar do sistema do alimentador de Canudos modelado no software ATP. Para tanto, considerou-se um surto atmosférico atingindo o barramento de 23 kV da subestação, assim como os seus efeitos sobre dois transformadores posicionados em alimentadores próximos a subestação (TR-1 e TR-2). A caixa em vermelho simboliza a proteção dos transformadores, para a qual foram consideradas três propostas: centelhadores, para-raios e centelhadores em série com para-para-raios.
A modelagem foi feita utilizando os parâmetros consagrados via programas do tipo EMTP: os centelhadores são modelados por meio de chaves controladas por tensão, os para-raios, pelo levantamento da curva característica, os transformadores, pelo equivalente em alta frequência, e a rede, por circuitos ‘’ sem transposição de fases. Para o surto, considerou-se a taxa de crescimento do impulso padronizado,
resultando em um tempo de frente de 1,2 µs, valor de pico de 300 kV.
Fig. 4. Diagrama unifilar do sistema simulado.
As Fig. 5 e 6 mostram os oscilogramas das tensões nos terminais dos transformadores TR-1 e TR-2, respectivamente, utilizando-se apenas para-raios como proteção. Percebe-se na Fig. 5 que o para-raios da fase A atuou, limitando a tensão nesta fase. Os para-raios das duas outras fases sãs não atuaram. Na Fig. 6 pode-se ver que nenhum dos para-raios atuou, ou seja, a sobretensão da fase A foi limitada pela proteção do TR-1. As proteções das outras duas fases do TR-2 também não atuaram.
(file sistema_cnd_full_caso_01.pl4; x-var t) 0,00 0,02v:TR-1A v:TR-1B v:TR-1C 0,04 0,06 0,08 [ms] 0,10
-10 0 10 20 30 40 50 60 [kV]
Fig. 5. Curvas de tensão no TR-1 para simulação com para-raios.
(file sistema_cnd_full_caso_01.pl4; x-var t) 0,00 0,02v:TR-2A v:TR-2B v:TR-2C 0,04 0,06 0,08 [ms] 0,10
-20 -10 0 10 20 30 40 50 [kV]
Fig. 6. Curvas de tensão no TR-2 para simulação com para-raios.
As Fig. 7 e 8 exibem os oscilogramas das tensões nos terminais do TR-1 e TR-2, respectivamente, utilizando-se como proteção apenas os centelhadores. Verificou-se na Fig. 7, que a proteção da fase A atuou, reduzindo instantaneamente o nível da tensão para próximo de zero. As tensões nas fases sãs, por indução através da fase A, foram reduzidas a baixos valores, se comparados ao nível de tensão destas fases com a proteção com para-raios.
Este tipo de proteção, apesar de efetivo, é prejudicial ao transformador, visto que o comportamento da curva de tensão equivale ao de um impulso cortado.
Na Fig. 8, da mesma maneira como foi mostrado na Fig. 6, nenhum dos centelhadores atuou, ou seja, a tensão da fase A
foi limitada pela proteção do TR-1. A proteção das outras duas fases do TR-2 não foi solicitada. Pode-se ver que as tensões nas duas fases sãs estão com valores reduzidos, se comparadas aos níveis de tensão mostrados na Fig. 6. Isto se deve ao fato da tensão na fase A apresentar um nível reduzido, induzindo uma tensão de menor valor nas outras duas fases.
(file sistema_cnd_full_caso_01.pl4; x-var t) 0,00 0,02v:TR-1A v:TR-1B v:TR-1C 0,04 0,06 0,08 [ms] 0,10
-20 2 24 46 68 90 [kV]
Fig. 7. Curvas de tensão no TR-1 para simulação com centelhadores.
(file sistema_cnd_full_caso_01.pl4; x-var t) 0,00 0,02v:TR-2A v:TR-2B v:TR-2C 0,04 0,06 0,08 [ms] 0,10
-20 -11 -2 7 16 25 [kV]
Fig. 8. Curvas de tensão no TR-2 para simulação com centelhadores.
As Fig. 9 e 10 mostram os oscilogramas das tensões nos terminais do TR-1 e TR-2, respectivamente, sendo a proteção suprida por centelhadores em série com os para-raios atualmente instalados no sistema.
Assim como na Fig. 7, pode-se ver que a proteção da fase A atuou, porém a queda brusca de tensão, devido à atuação do centelhador, foi reduzida com a atuação do para-raios em série com este centelhador. Isto se traduz na redução de possíveis danos ao transformador. As proteções nas duas outras fases não atuaram. Verificou-se na Fig. 10 que as proteções nas três fases não atuaram, devido à proteção na fase A já ter limitando o nível da tensão. Os níveis de tensão nas duas outras fases sãs também são baixos o suficiente para a não atuação da proteção.
(file sistema_cnd_full_caso_01.pl4; x-var t) v:TR-1A v:TR-1B v:TR-1C
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 [ms] 0,10 -20 2 24 46 68 90 [kV]
Fig. 9. Curvas de tensão no TR-1 para simulação com centelhadores em série com para-raios.
Os resultados das simulações indicam a viabilidade técnica da utilização de centelhadores em série com os para-raios
existentes na rede, mesmo estando estes subdimensionados para a operação em condição de falta. Neste caso, o nível de proteção é mantido sem provocar estresse excessivo, ou seja, aquecimento e degradação. Isto porque nos para-raios não haverá corrente de fuga, seja em condição regime permanente, seja durante a ocorrência de sobretensões resultantes do sistema ressonante. Neste caso, o para-raios opera apenas durante a ocorrência de surtos com níveis de tensão elevados o suficiente para provocar ruptura no centelhador série. Com isso, além da redução de custos, uma vantagem adicional desta alternativa é o prolongamento da vida útil do para-raios.
(file sistema_cnd_full_caso_01.pl4; x-var t) v:TR-2A v:TR-2B v:TR-2C
0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 [ms] 0,10 -20 -5 10 25 40 55 70 [kV]
Fig. 10. Curvas de tensão no TR-2 para simulação com centelhadores em série com para-raios.
Em todos os casos, há atuação em tempo hábil e em níveis seguros de sobretensão. O máximo de tensão obtido até a atuação foi de 56% do NBI dos transformadores, e o tempo de atuação de cerca de 2,2 µs para o sistema apenas com para-raios e 3,2 µs para os outros dois casos. Uma diferença que pode ser considerada desprezível.
Uma análise preliminar de custos indica que, para uma rede do tamanho padrão da AES Sul, a exemplo da subestação Canudos, uma quantidade média de 2000 unidades de para-raios deveria ser substituída. Só a aquisição destas novas unidades de para-raios representa um custo de 110% do custo de compra e instalação do sistema neutro ressonante e inversor de corrente. Por outro lado, compra de centelhadores para instalação dos para-raios está estimada em apenas 26% do custo do sistema de aterramento. Há ainda um custo extra, correspondente a mobilização de equipes para a troca de para-raios ou instalação de centelhadores. Este custo, entretanto, permaneceria o mesmo para ambos os casos.
V. ENSAIOS
Para se verificar, após as simulações, o desempenho e a melhor configuração dos centelhadores, realizaram-se ensaios no Laboratório de Alta Tensão, LAT-EFEI, da Universidade Federal de Itajubá. Estas configurações incluem distância entre eletrodos, distância de escoamento do corpo isolante e geometria dos eletrodos. Para tanto foram realizados ensaios de up and down e de tensão suportável em frequência industrial [6].
Os ensaios contemplaram amostras de para-raios (21, 22,5 e 24 kV tensão nominal) de 4 fabricantes, para se obterem resultados com confiança elevada. Utilizaram-se também 3 tipos de centelhadores, de acordo com a geometria dos eletrodos: ponta plana, ponta arredondada e ponta assimétrica,
ver Fig. 11. Para cada tipo de eletrodo, utilizaram-se os para-raios dos 4 fabricantes.
Fig. 11. Eletrodos testados: esférico, plano e assimétrico.
Os ensaios tinham como um dos objetivos a determinação do espaçamento dos eletrodos. O espaçamento adequado seria o que resultasse em uma tensão de ruptura de 76,4 kV (27x2√2, onde 27 kV é a tensão nominal do para-raios que deveria ser utilizado) [7], considerando o centelhador em série com o para-raios. A distância correta para ruptura neste valor des tensão foi obtida aplicando-se uma sequência de 35 impulsos para cada combinação de geometria de eletrodos e para-raios, de polaridades positivas e negativas. Um resumo dos resultados pode ser visto na Tabela 1:
TABELA I
DESCARGAS DISRUPTIVAS PARA DIFERENTES CONFIGURAÇÕES DE CENTELHADOR/PARA-RAIOS
Geometria dos eletrodos
Tensão disruptiva com polaridade positiva
[kV]
Tensão disruptiva com polaridade negativa
[kV]
Plano 84,7 74,9 Esférico 73,1 79,5
Assimétrico 87,3 71,1
Em geral, os eletrodos com geometria plana e esférica apresentaram um melhor resultado. Os valores para as descargas disruptivas com polaridades positivas e negativas ficaram mais próximos para as duas configurações. Assim, observou-se que uma distância de 7,5 cm resulta em tensões de ruptura próximas do valor esperado.
Para estimar-se a distância de escoamento do corpo isolante, foram realizados ensaios de tensão suportável sob chuva em 60 Hz. Estes testes consideram o aumento da tensão até que ocorra uma descarga pelo corpo. Uma sequência de pelo menos 25 aplicações foram realizadas com a descarga devendo ser superior a 36 kV (tensão fase-fase vezes 1,5) [7].
Como resultado final, chegou-se a um centelhador com distância de escoamento de 38 cm, distância de 7,5 cm entre os eletrodos e geometria plana dos eletrodos (por apresentar custo reduzido e desempenho similar a geometria esférica). Ver Fig. 13.
Após os testes, uma melhoria foi sugerida: construir os eletrodos com uma inclinação de 45 °, evitando a formação de uma lâmina de água entre os eletrodos durante forte chuva.
De acordo com o projeto acima foi desenvolvido um centelhador, ver Fig. 14(a), que apresentou com distância de escoamento de 35,5 cm, distância de 7,5 cm entre os eletrodos e geometria plana dos eletrodos. Este centelhador com o corpo desenvolvido em resina epóxi e eletrodos em alumínio, deverá ter custo elevado, em relação ao tipo de equipamento, devido
ao processo fabril. Em razão disto, decidiu-se desenvolver novo projeto, partindo-se de um equipamento já existente, um isolador composto para ancoragem, ver Fig. 14(b).
Fig. 13. Projeto do centelhador.
(a) (b)
Fig. 14. (a) Primeiro equipamento desenvolvido. (b) Isolador composto de ancoragem utilizado como base para segundo projeto.
O material utilizado no segundo projeto foi silicone no corpo e alumínio nos eletrodos. Devido aproveitar-se do processo fabril e do projeto existente do isolador de ancoragem, decidiu-se ajustar este equipamento para um centelhador com as configurações pretendidas, ver Fig. 15(a).
Fig. 15. (a) Projeto para o centelhador baseado no isolador de ancoragem. (b) Centelhador desenvolvido.
Assim o projeto final, ver Fig. 15(b) apresentou 40,7 cm de distância de escoamento e 7,5 cm de distância entre eletrodos.
Este projeto deverá custar cerca de 30% do preço final do primeiro equipamento desenvolvido.
Os dois centelhadores desenvolvidos estão sendo testados para serem validados, e posteriormente serem apresentados como opções para a AES Sul.
VI. CONSIDERAÇÕES FINAIS
Este artigo teve como objetivo apresentar um estudo voltado ao redimensionamento da coordenação de isolamento para o sistema de Canudos, propriedade da AES Sul, visando a operação do sistema em modo permanente durante um defeito fase-terra.
Para um sistema com aterramento ressonante operar permanentemente, sob condição de falta fase-terra, é necessário redimensionar a coordenação de isolamento devido a tensão terra nas fases sãs se elevar para o nível de fase-fase. Porém tal redimensionamento requer certo investimento, visto que seria necessário substituir equipamentos subdimensionados.
Foi analisada uma alternativa viável técnica/financeiramente para a substituição dos para-raios do sistema de Canudos. Inicialmente, verificaram-se três opções: a substituição dos para-raios do sistema por para-raios corretamente dimensionados; a substituição dos para-raios do sistema por centelhadores; e por fim, a substituição por centelhadores em série com para-raios. Assim, a última alternativa, proposta neste trabalho, mostrou-se como sendo a mais atrativa, financeiramente, como também tecnicamente.
Em termos de custo, a compra de centelhadores para se conectar em série com os para-raios existentes na rede de Canudos requer um custo reduzido, em torno de R$ 70.000,00, se comparado ao da compra de novos para-raios, em torno de R$ 300.000,00, dimensionados para o novo tipo de operação do sistema. Esta alternativa se mostra melhor tecnicamente se comparado a utilizar apenas centelhadores, visto que estes últimos, devido ao seu tipo de operação, proporcionam danos ao transformador, por causa da brusca variação de tensão. Desta maneira, verificou-se que a melhor opção técnica/financeira seria a compra de centelhadores para se utilizar em série com os para-raios do sistema atual.
Independentemente das soluções alternativas, as vantagens/benefícios obtidas com a instalação destes sistemas têm-se mostrado viável mesmo considerando-se os custos agregados ao redimensionamento da coordenação de isolamento, isto porque o sistema neutro ressonante apresenta impactos diretos na redução do número de desligamentos, melhoria nos índices de qualidade, redução do número de acidentes envolvendo faltas à terra e, consequentemente, redução do número de indenizações relacionadas a estes acidentes. No Brasil, isto se mostra notadamente desejável ao se considerar a extensão das redes de distribuição aéreas existentes, mesmo em grandes centros urbanos, favorecendo a ocorrência de graves incidentes.
Entretanto, sabe-se que, a implementação destes sistemas nas redes de distribuição no Brasil envolve, pelo menos para as redes nos quais o aterramento por baixa impedância já existe, uma quebra de paradigma, um trabalho criterioso de coordenação de isolamento e treinamento de equipe. Ao que tudo indica, este tipo de sistema apresenta vantagens técnicas
e econômicas que, se bem avaliadas, resultam na melhor opção para os grandes sistemas de distribuição aéreos.
Por fim, é conveniente ressaltar que, mais importante que a melhoria dos índices de qualidade, é o compromisso com a segurança e preservação da vida humana, considerando que, em uma rede ressonante, grande parte dos acidentes com morte ou invalidez poderiam ser minimizados ou mesmo evitados. A corrente elétrica, grande responsável pelos danos pessoais e materiais, mantém-se limitada a níveis seguros. Isto evitaria acidentes não apenas com as equipes de manutenção das concessionárias, mas também acidentes com a população de maneira geral.
VII. REFERÊNCIA
[1] J.C. MORAES, “Limitação de Correntes de Falta Fase-Terra por meio do Ajuste de Bobina de Petersen em Neutro de Transformadores de Potência”. Dissertação de Mestrado. Universidade de Brasília, 2009. [2] R. William and M. Waters, “Neutral Grounding in High Voltage
Transmission”. Elsevier Publishing Company, London, 1956.
[3] IEC 60071-1:2006 – “Insulation Co-ordination Part 1: Definition, principles and rules”. International Standard. International Electrotecnical Commission, Switzerland.
[4] IEC 60099-4:2006 – “Surge Arresters – Part 4: Metal-oxide surge arresters without gaps for a.c. systems”. International Standard. International Electrotecnical Commission, Switzerland.
[5] M. L. B. Martinez, C. SALLES, A. D. Figueira, H. R. P. M Oliveira, R. Oling and A. Violin, “Analysis of Distribution Class 25 kV under Directed Lightning Stokes or lightning Induced”. Proceedings of The 17th CIRED - International Conference on Electricity Distribution. Barcelona, 2003.
[6] IEC 60060-1:1989 – “High-voltage test techniques – Part 1: General definitions and test requirements. International Standard”. International Electrotecnical Commission, Switzerland.
[7] IEC 60099-1:1999 – “Surge Arresters – Part 1: Non-linear resistor type gapped surge arrester for a.c. systems”. International Standard. International Electrotecnical Commission, Switzerland.
VIII. BIOGRAFIAS
Arimatéa Araújo Nunes nasceu em Campina Grande, Brasil. Recebeu o diploma de Engenheiro Eletricista em agosto de 2009 na Universidade Federal de Campina Grande, e o título de Mestre em Ciências em Engenharia Elétrica em março de 2011 na Universidade Federal de Itajubá. Atualmente é aluno de Doutorado na Universidade Federal de Itajubá, Minas Gerais.
Manuel Luis Barreira Martinez Nasceu em Santos- SP. Recebeu o diploma de Engenheiro Eletricista em Julho de 1982, e o título de Mestre em Ciências em Engenharia Elétrica em julho de 1990 na Universidade Federal de Itajubá. Recebeu o titulo de Doutor em Ciências em Engenharia Elétrica em julho de 1999 na Universidade de São Paulo. Atualmente é Professor na Universidade Federal de Itajubá e Coordenador do Laboratório de Alta Tensão (LAT-EFEI). Estácio Tavares Wanderley Neto nasceu na cidade de Campina Grande, Brasil. Recebeu o diploma de Engenheiro Eletricista em 2001, o título de Mestre em Ciências em Engenharia Elétrica em 2003, e o título de Doutor em Ciências em Engenharia Elétrica em 2007 na Universidade Federal de Campina Grande. Atualmente é professor da Universidade Federal de Itajubá.
Aellfclêniton M. M. Diniz Nasceu em Campina Grande/PB. Recebeu o diploma de Engenheiro Eletricista em agosto de 2009 na Universidade Federal de Campina Grande, e o título de Mestre em Ciências em Engenharia Elétrica em março de 2011 na Universidade Federal de Itajubá. Atualmente é aluno de Doutorado na Universidade Federal de Itajubá, Minas Gerais.
Alan Melo Nóbrega nasceu em João Pessoa/PB. Recebeu o diploma de Engenheiro Eletricista em julho de 2010 na Universidade Federal de Campina Grande, e o título de Mestre em Ciências em Engenharia Elétrica em setembro de 2011 na Universidade Federal de Itajubá. Atualmente é aluno de Doutorado na Universidade Federal de Itajubá, Minas Gerais.
