Metodologia para Aplicação de Sistemas de Detecção e Localização de Descargas Atmosféricas nas etapas de Projeto e Manutenção do Sistema Elétrico S. isacro, R.N. Dias, C.R. Mesquita, P. Resende, A. Cazetta LRC : UFMG - CEMIG Resumo Neste trabalho, apresenta-se uma metodologia desenvolvida para indicar pontos críticos do Sistema Elétrico de Potência (SEP), especificamente em Linhas de Transmissão (LT s) e Redes de Distribuição (RD s) de alta tensão, que são merecedores de ações localizadas de proteção frente a descargas atmosféricas. Determinam-se as estruturas críticas da linha, utilizando-se dados de descargas providos por Sistema de Detecção e Localização de Descargas Atmosféricas (LLS ou SLT) e parâmetros da linha em estudo. A metodologia pode ser aplicada nas etapas de projeto e manutenção de linhas. Os resultados preliminares alcançados são bastante encorajadores. Palavras-chave Análise de Desempenho de Linhas de Transmissão frente a Descargas Atmosféricas, Descargas Atmosféricas, Proteção contra Descargas Atmosféricas, Sistemas de Detecção e Localização de Descargas Atmosféricas (LLS). I. INTRODUÇÃO As descargas atmosféricas são as maiores responsáveis pelos desligamentos não-programados do Sistema Elétrico (cerca de 70% dos desligamentos das LT s e 30% das RD s são atribuídos a este fenômeno). Atualmente, os Sistemas de Detecção e Localização de Descargas Atmosféricas constituem-se numa valiosa ferramenta utilizada para fins de melhoria de desempenho frente a descargas atmosféricas de elementos dos SEP s e, também, em atividades relacionadas às etapas de planejamento, projeto e operação do Sistema. O LLS, através da medição remota do campo eletromagnético irradiado pela corrente da descarga, determina o instante de ocorrência, localização da descarga (latitude e longitude), polaridade, multiplicidade e estimativa da amplitude da corrente associada []. No Brasil, tal tipo de sistema teve sua implantação iniciada pela CEMIG em 988, sendo atualmente composto por 24 estações detectoras pertencentes à CEMIG, FURNAS, SIMEPAR e INPE, instituições que compõem a Rede Integrada Nacional de Detecção de Descargas Atmosféricas (RINDAT), que hoje abrange uma região de cobertura com- Os autores são da equipe do LRC Lightning Research Center (Centro de Desenvolvimento Científico e Tecnológico em Descargas Atmosféricas) UFMG - Universidade Federal de Minas Gerais e CEMIG Companhia Energética de Minas Gerais ( Lrc@cpdee.ufmg.br) R. N. Dias e C. R. Mesquita são bolsistas do CNPq. preendendo todo o Sudeste brasileiro, parte das regiões Sul e Centro-Oeste. A prática de se utilizar dados providos pelo LLS na engenharia de proteção contra descargas atmosféricas é fator relativamente recente no país. Neste cenário, existe uma pesquisa em desenvolvimento no LRC (centro de pesquisa especializado especificamente em descargas atmosféricas e seus efeitos), contratada pela CEMIG através de projeto de P&D da ANEEL: Concepção e Desenvolvimento de Novas Tecnologias para Aplicação de Sistemas de Detecção e Localização de Descargas Atmosféricas nas etapas de Projeto, Manutenção e Planejamento da Operação do Sistema Elétrico. A investigação consiste no desenvolvimento de uma metodologia inovadora para indicação dos pontos críticos de elementos do SEP, incluindo: (i) o reprocessamento dos dados históricos de descargas obtidos pelas estações detectoras do LLS, utilizando-se para tal configurações específicas da central do sistema para se constituir uma base de dados de descargas homogênea; (ii) a organização das informações georeferenciadas (traçado das LT s, subestações, etc) e parâmetros específicos do SEP (aterramentos, tipo de estrutura, altura da estrutura etc); (iii) o mapeamento detalhado e regionalizado de pontos críticos de incidência e de densidade de descargas por elemento; (iv) a seleção das torres críticas da LT às quais devem ser aplicadas as práticas específicas de proteção, adotando-se para tanto um Índice de Severidade. Uma vez que o desempenho de linhas frente a descargas atmosféricas normalmente está condicionado a poucos trechos críticos da mesma, a possibilidade de se identificar e selecionar tais trechos específicos possibilita a minimização dos custos de manutenção e, concomitantemente, a melhoria do desempenho da linha frente a descargas. II. ÍNDICE DE SEERIDADE O desempenho global de uma linha de transmissão está condicionado a alguns poucos trechos críticos da LT (cerca de 5% a 20% das torres). Tais trechos são determinados essencialmente por dois fatores: O grau de solicitação aos isolamentos da linha (associado ao fluxo de corrente através da torre originado devido à descarga atmosférica); A resposta do sistema a eventuais incidências (expressa em termos da amplitude da sobreten-
2 são resultante nos isoladores). Sendo assim, é necessário avaliar cada estrutura da linha, verificando-se a probabilidade relativa de rompimento dos isolamentos devido à incidência de descargas (backflashover). O Índice de Severidade proposto pelos autores é composto, em um primeiro momento, pela relação linear de dois subíndices, o índice de freqüência relativa de solicitação dos isolamentos da torre (I FREQ ) e o índice de amplitude da sobretensão resultante nos isoladores (I AMP ) [2]. I. SE I FREQ I AMP () A. Índice de Freqüência Relativa (I FREQ ) Este índice está associado aos fluxos de corrente através da torre em determinado período. Para compô-lo, o ideal seria o conhecimento da densidade acumulada de corrente de descargas que fluem pela torre. Para se determinar o Índice de Freqüência relativa, devese seguir as seguintes etapas: Determinação da área de estudo, onde as descargas atmosféricas ocorridas em uma faixa estreita em torno da rota da linha são consideradas representativas para se obter a incidência relativa de cada vão da linha. Cálculo do número de correntes que fluem ao longo de cada torre (I F/T relativo ) em determinado período. Para tal, considera-se a soma das descargas ocorridas nos vãos adjacentes à torre analisada, e divide-se pelo número médio de correntes que fluem por torre considerando-se toda a LT (de acordo com equação 2, onde n é o número de estruturas da LT)). Cômputo do efeito da altitude referente a cada torre (K ALT ), segundo equação (3). Cálculo do Índice de Freqüência Relativa (I FREQ ), de acordo com equação (4). I F / T relativo N desc arg as no vão( i ) + desc arg as no vão( i) n Ndesc arg as no vão( k) 2. k N Altitude da torre Altitude média das torres da linha n (2) K,5 (3) ALT ) Cálculo da sobretensão na cadeia dos isoladores A sobretensão resultante na cadeia de isoladores devido a incidência de descargas no vão da linha considerado apresenta relação linear com a tensão no topo da torre, sendo também influenciada pelo acoplamento entre o cabo de blindagem, a torre e o cabo-fase [3]. Uma vez que a tensão na fase oscila, seu valor terá natureza aleatória em função do instante de incidência da descarga atmosférica. Assim, embora o efeito da tensão na fase seja importante, o cômputo da mesma não varia de uma torre para outra. Por outro lado, o efeito do acoplamento pode ser considerado aproximadamente o mesmo para as diversas torres, assumindo-se a mesma configuração para a parte superior destas torres. Desse modo, a tensão no topo da torre é um parâmetro praticamente proporcional à tensão na cadeia de isoladores, sendo utilizada em substituição à última para definição do índice de amplitude da sobretensão relativa. Para cômputo da sobretensão máxima resultante no topo da torre, utiliza-se a equação (5), considerando-se: A torre e o aterramento da torre considerada são representados por suas respectivas impedâncias de surto Z T e Z G. Sob circunstâncias reais, o tempo de tráfego da onda de corrente ao longo da torre τ (razão da altura da torre e a velocidade de propagação da onda) é bem inferior ao tempo de frente t f da onda de corrente. A forma da onda de corrente é representada por uma rampa com curto tempo de frente e tempo de decaimento lento. Z T I P Z 2τ + + G Z T ( t 2τ ) f (5) t f ZG + ZT Considerando-se a altura usual das torres, o tempo de trânsito da corrente nas mesmas é muito menor que o tempo de frente da forma de onda. Assim, a equação (5) pode ser simplificada, sendo que o cálculo da tensão no topo da torre e, por conseguinte, na cadeia de isoladores, é efetuado pela aplicação da equação (6). ZT IP Z + G ZT 2τ Z + T IP (6) t f ZG + ZT I I. K (4) FREQ F / T relativo ALT B. Índice de Amplitude da Sobretensão Relativa (I AMP ) O Índice de Amplitude da sobretensão resultante na cadeia de isoladores considera algumas aproximações, e compõe-se de duas etapas: cálculo da sobretensão resultante na cadeia de isoladores por torre e cálculo da sobretensão de referência. 2) Cálculo da sobretensão de referência Para se garantir o caráter de relatividade do índice de amplitude da sobretensão resultante para cada torre, considerase tal amplitude em relação àquela de uma tensão de referência. Esta última é calculada para a linha em estudo, aplicando-se a equação (6) e assumindo-se: O tempo de tráfego τ é obtido através da razão entre a altura média das torres da LT e a velocidade de propagação da onda de corrente (3x0 8 m/s);
3 A impedância de surto das torres (Z T ) é representada por um número real, considerando-se a Z T média determinada para diversas estruturas (Z T ~00Ω 250Ω) [4]. A impedância de aterramento Z G considerada é a impedância limite para que o sistema apresente boa resposta à incidência de descargas nos vãos adjacentes à torre, do ponto de vista de desempenho da linha. Para as condições brasileiras, este valor pode ser assumido como Z G 20Ω. O tempo de frente t f e o valor da corrente de pico I P considerados na sobretensão de referência devem ser os mesmos utilizados para cálculo da sobretensão nos isoladores para cada torre. Podese utilizar os valores-padrão sugeridos pelo Cigré [5] ou IEEE [6], ou valores obtidos através de medições diretas da corrente de descarga em torres instrumentadas. Finalmente, o Índice de Amplitude da sobretensão relativa será calculado para cada torre através da equação (7). I AMP Torre referência i (7) III. ANÁLISE DE UM CASO-ESTUDO Inicialmente, foi escolhida junto à Gerência de Engenharia da Transmissão da CEMIG uma linha de transmissão de 230 k, caracterizada pelo baixo desempenho frente a descargas atmosféricas. A LT escolhida (Guilman Amorim - Ipatinga ) pode ser considerada uma linha-piloto para fins de validação da metodologia. Possui 5 km de extensão, 92 estruturas, vão médio de 550 m, a altura média das estruturas é de 8 m, resistência média de aterramento de 9,4 Ω e altimetria média de 685,9m. Os dados relativos às estruturas da linha (aterramento, tipo de estrutura, altura das torres, altitude local) foram organizados e georeferenciados. Para se caracterizar a incidência de descargas na linha, foram determinadas faixas ao longo do traçado da mesma, sendo consideradas mais representativas as faixas determinadas pelo raio de km e 250 m em torno da rota da linha. (largura de 2 km e 500 m, respectivamente). Foram utilizados dados de descargas do LLS reprocessados com uma configuração específica na central de processamento, uma vez que o sistema instalado no Brasil foi modificado ao longo dos anos (diferentes configurações dos parâmetros da central e instalação de novos sensores) [7]. Um período de aproximadamente 4 anos de dados de descargas individuais (strokes) foi considerado (outubro de 998 a junho de 2002). A Figura apresenta as diferentes densidades de strokes por vão da linha considerando-se duas faixas ao longo da rota da mesma. Figura. Densidade de strokes por vão da LT, considerando-se diferentes faixas ao longo da rota.
4 Foram observados os seguintes aspectos: Diferenças significativas nas densidades de descargas ao longo da linha, a despeito do pequeno comprimento da mesma; A densidade de strokes nos diferentes vãos ao longo da linha apresentou diferenças mais significativas quando utilizada uma área de análise (faixa ao longo da linha) de 250m de raio (variação de 0 a 24 strokes/km 2 /ano ). Em áreas com raios maiores ( km), esta densidade tende a ser um pouco mais uniforme. A densidade média de descargas por vão, utilizando-se a faixa de 250m de raio ao longo da linha foi de 3,5 strokes/km 2 /ano. Ao se aplicar a equação (2), foram observadas diferenças na quantidade de fluxos de corrente em cada torre, considerando-se o número de s- trokes incidentes nos vãos (Média de 7,65 strokes/torre na linha em estudo). Este número tende a variar mais que a densidade de strokes nos vãos, pois os vãos possuem diferentes comprimentos. Para cálculo da tensão máxima de referência do índice de amplitude, foram considerados os valores apresentados na Tabela, observando-se as particularidades da linha em estudo. TABELA CONSIDERAÇÕES PARA A LT EM ESTUDO Parâmetro alor Impedância de surto da torre Z T 200 Ω alor de pico da corrente de retorno da I P 45 ka i descarga alor de pico mediano da corrente que I P ~ 22,5 ka ii flui nas torres Tempo de frente da forma de onda de t f 5 µs i corrente de descarga NOTAS: i. alores medianos da corrente de descarga obtidos em medições realizadas na Estação Morro do Cachimbo[8] ii. I p mediano/2, considerando-se que a corrente de descarga incidente no vão divide-se em duas partes, chegando ao solo através das torres componentes do vão. Utilizando-se a equação (6), obteve-se uma sobretensão de referência referência 907,5 k. Calculando-se o índice de amplitude da sobretensão relativa (I AMP ) para cada torre, observou-se grande variação desses valores. Finalmente, a Tabela 2 apresenta as 20 torres da LT analisada que apresentaram maiores índices de severidade e seus respectivos subíndices. O I SE é influenciado tanto pelos parâmetros de incidência de descargas quanto pelos parâmetros da linha de transmissão que influenciam na resposta da mesma frente a eventuais descargas. Observa-se grande dispersão entre a primeira torre selecionada (I SE 9,66) e a vigésima torre (I SE 2,69). TABELA 2 TORRES QUE APRESENTARAM MAIORES ÍNDICES DE SEERIDADE, MERECEDORAS DE AÇÕES LOCALIZADAS DE PROTEÇÃO Ordem Torre I FREQ I AMP I SE º 20,42 6,8 9,66 2º 92 2,92 3,03 8,85 3º 98 2, 3,62 7,64 4º 22,48 4,88 7,2 5º 90 2,84 2,52 7,6 6º 99,75 3,99 6,96 7º 43,65 3,64 6,0 8º 06,3 3,86 5,03 9º 9 3,9,49 4,75 0º 89 2,33 2,03 4,74 º 78,06 4,6 4,42 2º 42,44 2,98 4,29 3º 07 0,9 3,75 3,42 4º 88,77,92 3,38 5º 84,75,87 3,27 6º 29 0,75 4,35 3,26 7º 86,7 2,62 3,08 8º 05 0,99 2,99 2,98 9º 85 2,07,38 2,85 20º 97 2,29,7 2,69 Para se validar tal metodologia, as torres selecionadas pelo Índice de Severidade foram comparadas aos dados de localização de faltas da linha no período em estudo (outubro de 998 a junho de 2002) obtidos por dispositivo Localizador de Faltas e associados a descargas. Foram encontrados catorze desligamentos registrados no período. Destes, onze desligamentos foram localizados. Oito desligamentos ocorreram mais de uma vez no mesmo vão. Não parece coincidência que de oito (ou nove) ocorrências, houvesse quatro repetições de desligamento nos vãos considerados. Todos os desligamentos repetidos se referem a vãos onde estão as dezesseis primeiras torres selecionadas pelo Índice de Severidade, como mostra a Tabela 3 (7% das torres da LT). Os resultados obtidos pela aplicação do Índice de Severidade apresentaram excelente concordância com aqueles indicados por dispositivo Localizador de Faltas. Tal fator credita consistência à metodologia proposta para seleção de torres críticas. TABELA 3 ANÁLISE: ÍNDICE DE SEERIDADE X DADOS DE FALTAS Torre Classificação pelo I SE ão Número de desligamentos 92 2º 9-92 Duas vezes 43 7º 42-43 Duas vezes 78 º 29 6º 77 78 e 78-79 29 30 ou 30 3? Duas vezes Duas ou três vezes?
5 I. CONSIDERAÇÕES A metodologia foi inicialmente aplicada a uma LT de 230 k. Os resultados encontrados estão em excelente concordância com os vãos indicados por dispositivo localizador de faltas. Analisando cuidadosamente os dados das torres indicadas e as faltas ocorridas no período estudado, se em apenas 2% das torres selecionadas pelo I SE fossem estabelecidas ações específicas e adequadas de proteção ( primeiras torres), corresponderia a uma melhoria de desempenho da LT de cerca de 73%. Porém, ao aplicar-se a mesma metodologia em uma linha com menor nível de tensão (38 k), também esta com baixo desempenho frente a descargas, embora apresentasse bons resultados, a metodologia pareceu não se mostrar tão eficiente para uma LT de 38 k (neste caso, 27% dos desligamentos não foram correlacionados aos resultados apresentados pela aplicação do I SE ). [9]. Tal resultado parece razoável, pois linhas com esse nível de tensão estão mais susceptíveis a desligamentos originados pela incidência de descargas atmosféricas, devido ao menor nível básico de isolamento (NBI). Tendo em vista tais resultados, parece ser adequado o estabelecimento de diferentes pesos para os subíndices (I FREQ e I AMP ), de acordo com o nível de tensão da linha estudada, ao invés de considerar uma relação linear entre ambos (equação ). Isto porque, à medida que o NBI de uma linha diminui, o Índice de Freqüência Relativa tende a prevalecer, o que poderia requerer uma maior relevância do mesmo (maior peso) ao se estabelecer o Índice de Severidade.. CONCLUSÕES O Índice de Severidade permite a utilização de investimentos localizados na engenharia de proteção contra descargas atmosféricas. Otimizam-se os custos de forma a garantir o bom desempenho da linha. Por exemplo, podem-se instalar dispositivos pára-raios apenas nas torres selecionas, as quais representam os pontos vulneráveis da LT. A utilização da metodologia é particularmente recomendável para correção de linhas com baixo desempenho frente a descargas (manutenção) e na etapa de projeto de novas linhas, para se estimar quais serão as torres mais vulneráveis merecedoras de proteção especial. Atualmente, a metodologia está sendo implantada em linhas da CEMIG com diferentes níveis de tensão (38 k, 230 k, 345 k e 500k), objetivando-se melhor adequação e maior abrangência da metodologia ora proposta. I. REFERÊNCIAS BIBLIOGRÁFICAS [] K.L. Cummins, M.J. Murphy, E.A. Bardo, W.L. Hiscox, R.B. Pyle, A.E. Pifer, "A combined TOA/MDF technology upgrade of the U.S. National Lightning Detection Network", Journal of Geophysical Research, vol. 03, N D8, pp. 9035-9044, Apr. 27, 998. [2] S, isacro; R. N Dias; C. R; Mesquita: Novel Approach for Determining Spots of Critical Lightning Performance along Transmission Lines. IEEE Transactions on Power Delivery. ol 20, no 2, April 2005. pp 459 464. [3] S. isacro, Descargas Atmosféricas: Uma abordagem em engenharia livro - Ed. Artiliber, 2005 pp 268. [4] A. Soares Jr;, S. isacro; Modelos de torres de transmissão para cálculo de desempenho de linahs frente a descargas atmosféricas, Encuentro Regional Iberoamericano de Cigré XI ERIAC - Hernandarias, Paraguai, 22-26 Maio, 2005. [5] CIGRÉ Working Group 0 (Lightning) of Study Committee 33 (Overvoltages and Insulator Co-ordination) - Guide to Procedures for Estimating the Lightning Performance of Transmission Lines - CIGRÉ - October 99. [6] IEEE Std.243-997 Guide for Improving the Lightning Performance of Transmission Lines Transmission and Distribution Committee of the IEEE Power Engineering Society, 26 June 997. [7] R. N. Dias; Aplicações do SLT em Proteção Elétrica: Constituição de Base de Dados para Análise de Incidência de Descargas Atmosféricas em Linhas de Transmissão"; Dissertação de Mestrado - Orientador: Silvério isacro Filho, PPGEE Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, Brasil, 29 de Julho de 2002. [8] S. isacro; A. Soares Jr; M. A. O. Schroeder; L. C. L. Cherchiglia;. J. De Souza: Statistical Analysis of Lightning Current Parameters: Measurements at Morro do Cachimbo Station. Journal of Geophysical Research, ol. 09, D005, 2004. [9] S. isacro; R. N. Dias; C. R. Mesquita; M. H. M. ale: A Methodology Based on Severity Indexes to Determine Critical Spots along Transmission Lines Concerning Lightning Performance. International Conference on Lightning Protection (ICLP 2004), Avignon, France, September 2004.