Aterramento De Torres De Transmissão 3v5e62

FL/GSI/18 BELÉM-PA/BRASIL/1997

GRUPO XI SOBRETENSÕES, COORDENAÇÃO DE ISOLAMENTO E INTERFERÊNCIAS (GSI)

INVESTIGAÇÃO DE CONFIGURAÇÕES OTIMIZADAS PARA O ATERRAMENTO DAS TORRES DO SISTEMA DE TRANSMISSÃO DA CEMIG PARA MELHORIA DE DESEMPENHO FRENTE A DESCARGAS ATMOSFÉRICAS Amilton Soares Júnior Silvério Visacro Filho* LATER - Laboratório de Aterramentos Elétricos UFMG - Universidade Federal de Minas Gerais

Luiz Carlos Leal Cherchiglia André Martins Carvalho CEMIG - Companhia Energética de Minas Gerais

RESUMO Este trabalho apresenta resultados de uma investigação para avaliação do comportamento de aterramentos elétricos típicos de linhas de transmissão, quando submetidos a correntes associadas a descargas atmosféricas. Tal investigação constitui-se em parte de um projeto cooperativo desenvolvido entre o LATER (Laboratório de Aterramentos Elétricos da UFMG) e a CEMIG. Através da utilização de um apurado modelo computacional de aterramentos, foram analisadas as configurações reais de aterramentos do sistema de transmissão da empresa, na faixa usual de valores de resistividade do solo, nas condições brasileiras. Para cada configuração investigada (dos níveis de tensão de transmissão de 69 a 500kV), foram gerados resultados aplicados relativos à impedância de aterramento e comprimento efetivo dos cabos contrapeso, traduzidos na forma de ábacos e tabelas. Em cada caso, foram propostas configurações aprimoradas dos aterramentos, para melhoria do desempenho das linhas frente a descargas atmosféricas. PALAVRAS-CHAVE Aterramentos de Linhas de Transmissão - Desempenho de Linhas frente a Descargas - Impedância de Aterramento. 1.0 - INTRODUÇÃO O desempenho de uma LT pode ser medido pela freqüência

de ocorrência e duração das interrupções no fornecimento de energia elétrica. As descargas atmosféricas constituem-se na principal fonte dessas interrupções e são usualmente consideradas o principal fator de condicionamento do isolamento das linhas, para níveis de tensão de até 345 kV. No caso brasileiro, devido aos elevados valores de resistividade do solo, esse limite é estendido até as linhas de 500kV. No Brasil, as práticas adotadas para a minimização dos efeitos das descargas atmosféricas nas LT's normalmente se baseiam na instalação de cabos pára-raios conectados metalicamente com o aterramento da torre, constituído de cabos contrapeso. Mais recentemente, avalia-se a utilização de dispositivos pára-raios para tal finalidade. 2.0 - INFLUÊNCIA DO ATERRAMENTO NA SOBRETENSÃO RESULTANTE NOS ISOLADORES A seguir, procede-se a uma análise de natureza qualitativa da influência do aterramento no estabelecimento da sobretensão na cadeia de isoladores, localizada na parte superior da torre. Para tal, aproxima-se a torre por uma linha de impedância de onda igual a 150W. Apesar dessa aproximação não ser rigorosa, esta não compromete o teor qualitativo dos resultados da análise. O atingimento do sistema de transmissão por uma descarga atmosférica é seguido da propagação de uma série de ondas viajantes de tensão e corrente, que se distribuem entre os componentes do sistema, segundo suas respectivas impedâncias de onda. Uma parcela significativa dessa corrente acaba por percorrer a torre mais próxima, em direção ao seu aterramento. Considera-se, neste item, uma onda de corrente incidente triangular de 1/50ms, com valor de pico de 10 kA. Essa onda trafegando numa linha de impedância de onda de 150W corresponde ao tráfego na torre

*Rua Expedicionário Alício, 462 - Mangabeiras - Belo Horizonte - MG - CEP 30315-220 Tel: (031) 227-9864 - Fax: (031) 499-5480 - e-mail: [email protected]

-2de uma onda de tensão de 1500kV. Uma vez que a onda de corrente atinge a base da torre, onde está colocado o seu aterramento, originam-se aí duas novas ondas, correspondentes aos fenômenos de reflexão e refração. Com relação à onda refletida, esta tem direção ascendente na torre e apresenta usualmente valor negativo, pois a impedância de aterramento (vista pela onda de corrente incidente) tem valor inferior à impedância da torre. A mesma trafega na torre, atingindo sua parte superior, onde, após o tempo de tráfego correspondente, superpõe-se à onda de tensão incidente, gerando uma significativa redução da amplitude da onda resultante. A Figura 1 ilustra tal onda e a composição da mesma com a onda incidente na parte superior da torre, para o caso específico de uma impedância de aterramento de 30W. Quanto menor o valor dessa impedância, maior é a amplitude da onda refletida negativa. 1500

Onda de tensão inicial Onda resultante: onda inicial + refletida negativa + refletida positiva

1200

Tensão (kV)

900

Reflexão positiva (contrapeso de 50m)

600 300

Onda incidente + refletida

0 -300

0

1

2

3

4

5

6

7

8

-600 -900 -1200

Reflexão negativa Tempo (ms)

FIGURA 1 - Reflexões negativa e positiva na parte superior da torre

Essa caracterização qualitativa mostra a possibilidade de atenuação da sobretensão na cadeia de isoladores atuando-se diretamente no aterramento. Pela atuação junto à grelha, na parte concentrada do aterramento, é possível reduzir a sua impedância, vista pela onda incidente. A atuação no comprimento dos cabos contrapeso pode proporcionar não só a redução de sua impedância, como também uma maior atenuação da onda que nele trafega. 3.0 - MODELO COMPUTACIONAL Para análise do comportamento dos aterramentos investigados frente a correntes associadas a descargas atmosféricas, foi utilizado um apurado modelo computacional desenvolvido anteriormente pelos pesquisadores do LATER. Este programa, cujos detalhes foram apresentados no XII SNPTEE (2), é baseado na teoria de campo eletromagnético e em considerações de ordem experimental, o que lhe confere consistência e generalidade de aplicação. O modelo computa todos os efeitos fundamentais que influenciam o comportamento do aterramento: a propagação da onda eletromagnética no solo, a dependência dos parâmetros do solo com a frequência, a composição da corrente, a eventual ionização do solo associada a altas densidades de corrente, o acoplamento eletromagnético entre as partes do aterramento. 4.0 - RESULTADOS E ANÁLISES 4.1 Introdução

A onda referente à refração da onda de corrente incide no aterramento. Este pode ser considerado através de dois componentes. O primeiro refere-se à própria estrutura metálica da torre enterrada no solo (grelha) e possui características de aterramento concentrado. O campo na região tem configuração basicamente divergente, sendo desprezíveis os fenômenos de propagação de onda. O segundo componente é representado pelos cabos contrapeso, que se originam nas grelhas e partem em direção radial e posteriormente longitudinal, seguindo a faixa de agem da linha (Figura 3).

A adoção de critérios que estabelecem um valor máximo issível para a resistência de baixa frequência do aterramento das linhas de transmissão é uma estratégia comum entre as concessionárias de energia elétrica brasileiras. Tal prática objetiva limitar, de modo indireto, o valor da impedância de aterramento e, dessa forma, assegurar um nível determinado de redução da sobretensão na cadeia de isoladores, com a consequente melhoria do desempenho da linha. No caso específico da CEMIG, adota-se um valor máximo de 30W para a resistência de aterramento a baixa frequência.

Quando a onda de corrente atinge o aterramento, parte da corrente é dissipada no campo divergente, junto às grelhas. A parcela restante se propaga através dos cabos contrapeso num comportamento tipo onda, até atingir a extremidade dos mesmos, num processo em que os fenômenos de atenuação e distorção de onda podem ser acentuados. Uma vez que a onda de tensão atinge a extremidade do cabo contrapeso, ali ocorre uma reflexão positiva (linha aberta) e a onda tem, assim, seu valor dobrado. A onda trafega de volta nos cabos contrapeso sofrendo nova atenuação e distorção, até atingir a grelha. Ali a onda é parcialmente dissipada e tem uma parcela transmitida para a torre. Essa última, após correspondente tempo de trânsito, alcança a parte superior da torre, onde se soma às ondas lá existentes. A Figura 1 ilustra a onda refletida positiva e sua soma às ondas incidente e refletida negativa no topo da torre (negrito), para um cabo contrapeso de 50m. Não se considera, na figura, os efeitos de dispersão da grelha e de atenuação da onda nos cabos contrapeso. Caso tais parâmetros fossem considerados, a onda resultante teria sua amplitude reduzida e um formato mais suave.

4.2 Configurações analisadas Foram investigados os aterramentos das torres de madeira das linhas de 69kV, das torres metálicas autoportantes das linhas de 69, 138, 230 e 345 kV, e das torres metálicas estaiadas das linhas de 500kV, cujas configurações estão representadas nas Figuras 2, 3 e 4, e na Tabela 1. Analisou-se neste trabalho o comportamento transitório das configurações típicas de aterramento do sistema de transmissão da empresa, variando-se os valores de resistividade do solo (100, 250, 500, 1000, 2000, 5000, 10000 e 20000 W.m) e do comprimento do cabo contrapeso (0, 10, 20, 30, 40, 50, 60, 70, 80 e 90m). Para as configurações dos aterramentos em análise, considerando trabalhos anteriores referentes ao assunto (3), constatou-se que o efeito de ionização do solo associado a altas densidades de corrente não é significativo, sendo razoável desconsiderá-lo. Nessa etapa do trabalho, não foi considerada a estratificação do solo. Embora contemplada pela modelagem, a sua consideração resultaria num volume

-3extremamente amplo de parâmetros, o que dificultaria as análises. L1

L2=6,4m L=L1+L2

Foram também simuladas, em cada caso, variações de configuração para obtenção de estruturas otimizadas. Como decorrência da análise de resultados, para cada caso foi indicada uma configuração aprimorada de aterramento na perspectiva de redução da impedância de aterramento.

13m

L2 4m

impedância de aterramento e a resistividade a baixa frequência com a resistividade do solo.

15m

1m

4.4 Resultados para os aterramentos das torres de 138kV

FIGURA 2 - Torre de madeira e seu aterramento - 69kV L1 L2

D

5m

L=L1+L2 Solo

1m

FIGURA 3 - Torre metálica autoportante e seu aterramento 69, 138, 230 e 345kV TABELA 1 - Faixa de agem dos sistemas que utilizam torres metálicas autoportantes

Tensão da Linha (kV) 69 138 230 345

Faixa de agem - D (m) 23 23 38 50

L2 (m) 11,2 11,2 21,8 30,3

L2 L=L1+L2

·

·

·

30m

L2=19,8m

120

Grelha Grelha + 20m contrapeso Grelha + 40m contrapeso Grelha + 80m contrapeso

80

Contrapeso 20m

60 40

20

0 100

30m

Estai

O resultado primário das simulações corresponde a diagramas de impedância no domínio da frequência, como aqueles apresentados na Figura 5. Através de diagramas dessa natureza é possível interpretar a influência dos diversos aspectos que determinam o comportamento do aterramento. Nessa figura estão colocadas curvas correspondentes ao comportamento da grelha, para um cabo contrapeso de 20m, e para a associação da grelha com cabos contrapesos de 20, 40 e 80m.

100

1m

L1

Para ilustrar os resultados obtidos e as análises associadas, são apresentados os resultados referentes ao aterramento das torres com grelhas das linhas de 138kV, que compõem a maior parte do sistema de transmissão da CEMIG.

Módulo da Impedância (W)

Solo

58m

58m

FIGURA 4 - Torre metálica estaiada e seu aterramento- 500 kV

4.3 Resultados Para cada uma das cinco configurações de aterramentos investigadas (uma para a torre de madeira, três para as torres com grelha e uma para as torres estaiadas), foi efetuada simulação sistemática do comportamento dos aterramentos quando submetidos a correntes tipicamente associadas a descargas atmosféricas, considerando oito valores de resistividade do solo e dez valores de comprimento do cabo contrapeso. Para cada caso, foram construídos diagramas de impedância no domínio da frequência e curvas relacionando as ondas de tensão e corrente no domínio do tempo. Para análise do enorme volume de dados resultantes, foram construídos gráficos e tabelas relacionando os parâmetros de interesse com as variáveis em jogo. São de particular interesse aplicado os ábacos que relacionam a impedância de aterramento com a resistividade do solo e comprimento do cabo contrapeso, as tabelas que expressam o comprimento efetivo do aterramento para cada configuração e resistividade e, finalmente, as curvas que consideram a relação entre a

1000

10000

100000

1000000

10000000

Frequência (Hz)

FIGURA 5 - Impedância de aterramento para a grelha e cabos contrapeso

Um mesmo comportamento típico foi verificado para as configurações analisadas. No início do espectro, a impedância de aterramento se aproxima do valor da resistência a baixa frequência. À medida que se avança no espectro, o valor da impedância cai, até atingir um valor mínimo. Esse decaimento ocorre por influência de dois fatores: a dependência da resistividade e permissividade do solo com a frequência e o aumento da corrente capacitiva, associado ao aumento da frequência. Quando se considera separadamente o comportamento do cabo contrapeso e da grelha, percebe-se que a partir de uma faixa intermediária de frequência, o contrapeso apresenta um aumento do módulo da impedância, devido aos efeitos indutivos e de propagação. Já no caso da grelha isso não ocorre. Em função do forte caráter divergente do campo na região da grelha, a correspondente impedância continua diminuindo com o aumento da frequência. As curvas da Figura 5 representam o comportamento desses componentes. Em baixa frequência a impedância de aterramento tende a seguir a curva do cabo contrapeso, por este possuir menor impedância. Atinge um valor mínimo, seguido por um máximo e, em seguida, a curva volta a descer. Neste ponto predomina o efeito de paralelismo da grelha, que possui menor impedância nessa

-4-

Construídos os diagramas de impedância da configuração, para uma determinada solicitação é possível construir gráficos de tensão resultante no aterramento em função do tempo, através da aplicação da transformada de Fourrier. No caso, a solicitação considerada correspondeu a uma onda de corrente impulsiva dupla exponencial de 1,2/50ms e de 10 kA de pico. Estudos anteriores (1) realizados no LATER indicaram que a variação dos tempos da onda (dentro de limites de interesse prático) não altera os resultados de forma significativa. A Figura 6 apresenta curvas da tensão no aterramento em função do tempo para um solo de resistividade de 1000 W.m, variando-se o comprimento do cabo contrapeso.

A partir de curvas semelhantes, foram construídos gráficos relacionando a Impedância Impulsiva (Zp) com outros parâmetros em análise: a resistividade do solo (r) na Figura 7, e o comprimento L do cabo contrapeso na Figura 8. 50 45 40 35 30

5000 W.m 100 W.m

Zp (W)

faixa. Verifica-se, assim, a importância da grelha para a redução da impedância, justamente na faixa das frequências que são representativas das componentes da frente de onda.

25 20 15 10 5 0 10

20

30

40

50

60

70

80

90

Contrapeso (m)

FIGURA 7 - Zp em função do comprimento do cabo contrapeso

25

No primeiro tipo de gráfico, a identificação do valor do comprimento efetivo do aterramento para uma dada resistividade é imediata. Corresponde ao valor da abcissa onde a curva atinge o patamar. Pode-se notar, por exemplo, que o comprimento efetivo do contrapeso para uma resistividade de 5000 W.m é 80m.

Tensão (kV)

20

10 m

15

10

50 45

5

40

90 m 0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

Tempo (s)

FIGURA 6 - Onda de tensão para um resistividade de 1000W.m

Para cada configuração e cada resistividade do solo foram construídos diagramas no domínio da frequência e do tempo, como os das Figuras 5 e 6. Através de curvas como a anterior é possível estabelecer relações entre alguns parâmetros de interesse aplicado. Para uma dada resistividade e determinado comprimento do cabo contrapeso, identificou-se na curva o valor de pico da tensão resultante no aterramento. E, ainda, para uma dada resistividade do solo é possível identificar qual o comprimento do cabo contrapeso, além do qual o aumento da extensão do condutor não contribui para a redução do valor de pico na tensão no aterramento. Tal comprimento é designado comprimento efetivo do aterramento. Por exemplo, na Figura 6 (r=1000W.m), verifica-se a redução do valor de pico ao aumentar-se o comprimento do contrapeso até 40m. A partir daí, o aumento do comprimento não influencia o valor de pico da tensão. Na perspectiva de busca de formas simplificadas para a representação do comportamento do aterramento da linha, quando percorrido por correntes impulsivas associadas a descargas atmosféricas, definiu-se como um parâmetro de interesse a Impedância Impulsiva de Aterramento (Zp). Tal impedância é definida pela relação entre os valores de pico das ondas de tensão e corrente (Zp=Vp/Ip). Apesar de sua simplicidade, esse parâmetro traduz considerável significação física e consistência do ponto de vista de aplicação, pois dele pode-se derivar prontamente uma estimativa do valor de sobretensão resultante para um dado valor de pico de onda de corrente injetada no aterramento, independente da possível não simultaneidade entre os instantes em que esses picos ocorrem.

30

Zp (W)

0

10 m

35

25

90 m

20 15 10 5 0 100

1000

10000

Resistividade (W.m)

FIGURA 8 - Zp em função da resistividade do solo

Nas curvas da Figura 8 é possível estimar-se o comprimento do cabo contrapeso necessário para se alcançar uma determinada impedância impulsiva, para uma dada resistividade do solo. Por exemplo, para se obter uma impedância impulsiva de aterramento de 15W num solo de 1000 W.m, é necessário 20m de comprimento do cabo contrapeso. Um parâmetro que mostrou particular interesse prático refere-se à relação entre a impedância impulsiva e a resistência de baixa frequência (Zp/R), cujo comportamento é indicado na Figura 9.

-5-

contrapeso (LRbf) e impedância impulsiva (Zp) utilizando-se o critério dos 30W, o comprimento efetivo do aterramento (Lefetivo) e a impedância impulsiva relacionada à utilização deste (Zpmin), e a impedância impulsiva utilizando-se a configuração aprimorada (Zpmel).

2,5

2

90 m

Zp/R

1,5

TABELA 2 - Resumo dos resultados para o aterramento das linhas 138 kV metálicas autoportantes

1

0,5

10 m 0 0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

Resistividade (W.m)

FIGURA 9 - Relação Zp/R em função da resistividade do solo

Para todas as configurações analisadas, verificou-se que as curvas apresentam um comportamento semelhante ao da Figura 9, correspondendo a assíntotas que atingem um patamar de valor aproximado 0,65. Verificou-se, também, que nas condições de aplicação, ao adotar-se o critério de 30W, ou mesmo escolhendo-se o comprimento efetivo do aterramento, para uma dada resistividade, o ponto da curva sempre se localiza nesse patamar. Esse fato sugere uma maneira simples de se estimar o valor da impedância impulsiva de aterramento, como sendo aproximadamente 65% do valor da resistência medida a baixa frequência (RLF). Esse tipo de abordagem apresenta interesse aplicado, uma vez que a impedância impulsiva de aterramento não é um parâmetro ível de medição em campo.

r (kW.m) 0,10 0,25 0,50 1,00 2,00 5,00 10,00 20,00

LRbf (m) 10 10 10 20 40 90 90 90

RBF (W) 3,51 8,80 17,63 24,60 30,97 41,93 83,91 167,72

Zp (W) 2,18 5,67 11,51 15,82 19,39 28,17 49,10 94,11

Lefetiv o (m) 20 20 30 40 50 80 90 90

Zpmín (W) 1,89 4,07 6,79 10,99 16,87 27,82 49,10 94,11

Zpmel (W) 1,67 3,49 5,72 9,12 14,53 24,89 44,46 85,31

4.5 Resultados para as outras configurações O mesmo tipo de resultados e análises foram desenvolvidos para as demais configurações de aterramento em investigação. No caso em específico do aterramento das torres de madeira do sistema de 69kV, a configuração aprimorada é apresentada na Figura 11. Esta representou uma redução, dependendo da resistividade, de 8 a 53% no valor de Zp em relação ao valor encontrado utilizando-se o critério dos 30W L1

Concluindo a análise, para cada nível de tensão, procedeu-se à investigação de aprimoramentos na configuração, com o objetivo de minimização de Zp. Para os aterramentos das torres de 138 kV, isto implicou a adoção de comprimentos dos cabos contrapeso com extensão igual ao comprimento efetivo e acréscimos na configuração básica adotada pela empresa. A configuração aprimorada é indicada na Figura 10. Constitui-se de um anel de equalização ligando os quatro pontos de injeção de corrente, e de eletrodos em direção transversal e longitudinal em relação à faixa de agem da linha. L1 L2 0,6 L L=L1+L2 1m

FIGURA 10 - Configuração aprimorada para o aterramento das torres de 69 e 138 kV

Para o aterramento das torres de 138kV, a utilização de cabos contrapeso com comprimento efetivo significou a redução da Impedância Impulsiva de aterramento em até 41% com relação ao valor obtido quando da aplicação do critério de 30W. Já a utilização da configuração aprimorada apresentou resultados ainda melhores. Atingiu-se reduções de até 50% em alguns casos, sendo que na média a redução foi entre 10 e 40%, conforme a resistividade do solo. A Tabela 2 indica para as linhas de 138kV, os parâmetros resistência a baixa frequência (RBF), comprimento do cabo

13m

L2

0,6 L

15m

L=L1+L2 1m

FIGURA 11 - Configuração aprimorada para o aterramento das torres de madeira do sistema de 69 kV

O aprimoramento das torres autoportantes dos sistemas de 69, 230 e 345 kV é idêntico àquele das torres de 138kV. A otimização da configuração do aterramento e torres estaiadas do sistema de 500 kV seguiram também o mesmo padrão, constituindo-se da colocação de um anel de equalização unindo os pontos de injeção de corrente no aterramento (estais) e de eletrodos adicionais colocados em direção longitudinal e transversal à direção da faixa de agem. A Figura 12 mostra as ondas de tensão resultantes no aterramento das torres de 500kV (solo de 2000 W.m). A curva superior refere-se à configuração básica, dimensionada segundo o critério de 30W. A curva seguinte corresponde à modificação da configuração adotando-se comprimento efetivo para o cabo contrapeso. A terceira curva foi construída a partir desta última configuração, com a inclusão de um anel de equalização entre os pontos de injeção de corrente no solo (condutor enterrado a 0,5m de profundidade). A última curva refere-se à alteração para inclusão dos condutores adicionais como aqueles indicados na Figura 10, em acréscimo às configurações anteriores. Percebe-se uma sensível redução no valor de pico da sobretensão resultante no aterramento, a partir do aprimoramento da configuração.

-6-

18

Critério 30 ohms (40 m contrapeso) Comprimento efetivo (50 m contrapeso)

16

Tensão (kV)

14 12 10

trechos, incluindo o aprimoramento na configuração dos aterramentos, é recomendável para minimização do número de desligamentos. No caso de resistividades superiores a 5 kW.m, a adoção de práticas mais específicas para redução da impedância de aterramento, inclusive procedimentos alternativos, como o tratamento com betonita e, eventualmente, a instalação de dispositivos pára-raios pode ser uma solução.

8 6 4

Anel de Equalização Aprimoramento final

2 0 0

0,00002

0,00004

0,00006

0,00008

0,0001

A continuidade deste trabalho deve ser realizada, contemplando alguns itens de investigação complementar, como a análise do efeito da estratificação do solo e a pesquisa mais específica de técnicas alternativas para minimização da impedância de aterramento (como o uso de hastes profundas e de betonita).

Tempo (s)

FIGURA 12 - Onda de tensão resultante no aterramento de torre de 500kV para diferentes configurações do aterramento

5.0 - CONCLUSÕES Neste trabalho foi investigado o comportamento dos aterramentos das torres das linhas de 69, 138, 230, 345 e 500 kV do sistema de transmissão da CEMIG. A partir dos resultados de simulação sistemática, foram desenvolvidas análises físicas para compreensão do comportamento do aterramento e foram gerados resultados de interesse prático, no que concerne à limitação da sobretensão resultante nos isoladores da linha, quando da agem de correntes associadas a descargas atmosféricas pela torre. Foram identificadas e quantificadas ações, relativas ao aterramento, necessárias para minimização dessa sobretensão, que podem ser sintetizadas na busca do valor mínimo para a impedância de aterramento. Verificou-se a adequação de representação simplificada do aterramento nos estudos de desempenho da linha frente a descargas atmosféricas através da Impedância Impulsiva de Aterramento. Esta foi quantificada para as configurações de linhas de transmissão em análise, considerando-se valores de resistividade de solo entre 100 e 20.000 W.m e comprimentos do cabo contrapeso entre 10 e 90m. Foram gerados, para cada tipo de configuração, recursos práticos (gráficos e tabelas) relacionando o valor da impedância de aterramento com a resistividade do solo, o comprimento efetivo do cabo contrapeso e a resistência de baixa frequência. Isso permite que cada parâmetro possa ser estimado a partir dos demais. Um dos resultados práticos de interesse foi a obtenção de um valor aproximadamente constante para a relação entre a impedância impulsiva e a resistência de baixa frequência do aterramento (Z /R »0,65). Para cada configuração, foram, também, propostas P

BF

estruturas aprimoradas, objetivando a minimização da impedância de aterramento. A experiência das empresas concessionárias tem mostrado que a adoção do “critério de 30W” não é satisfatória. A análise do critério revelou a possibilidade de obter melhores resultados, na maioria das aplicações, com o estabelecimento de um valor limite da impedância de aterramento em torno de 15W. Isto implicaria um valor limite da ordem de 22W para a resistência a baixa frequência. Entretanto, para resistências superiores a 5kW.m, embora seja possível diminuir a impedância de aterramento, não se consegue alcançar com os aprimoramentos geométricos valores inferiores a 30W para a resistência. Por outro lado, verifica-se que a maior parte dos desligamentos da linha estão associados a trechos críticos (no que concerne aos valores elevados de resistividade do solo e aos altos índices ceráunicos). O tratamento localizado e mais cuidadoso desses

6.0 - BIBLIOGRAFIA (1) VISACRO, S. F., SOARES, A. J., “Representação Simplificada da Impedância de Pé de Torre de Linhas de Transmissão na Avaliação de Transitórios Associados a Descargas Atmosféricas”, Anais do XIII SNPTEE, Camboriu, Out. 1995. (2) VISACRO, S. F., PORTELA, C. M., “Modelagem de Aterramentos Elétricos para Fenômenos Rápidos”. Anais do XII SNPTEE, Recife, PE, Brasil, Outubro de 1993. (3) VISACRO, S. F., SOARES, A. J., “Análise do Efeito da Intensidade de Corrente de Descarga no Comportamento Transitório de Aterramentos Elétricos”, Anais do XIII SNPTEE, Camboriu, Brasil, Outubro de 1995. (4) VISACRO, S. F., SOARES A. J., “Simplified Models for Tower Footing Grounding of Transmission Lines for Evaluation of Lightning Performance”, Anais do 23o ICLP, Florença, Itália, Setembro de 1996. (5) SOARES, A. J., “Investigação do Comportamento dos Aterramentos Típicos de Linhas de Transmissão Frente a Descargas Atmosféricas”, Tese de Mestrado, PPGEE UFMG, Orientador: Prof. Silvério Visacro F., Belo Horizonte, Dezembro de 1996. (6) VISACRO,S.F., SOARES,A.J. CHERCHIGLIA, L.C.L., CARVALHO,A., ”Avaliação da Configuração do Aterramento das Torres do Sistema de Transmissão de 500kV da CEMIG para Melhoria de Desempenho Frente a Descargas Atmosféricas”, Anais do Congresso Brasileiro de Eletromagnetismo Aplicado, Ouro Preto, Nov. 1996. (7) SOARES,A.J., VISACRO,S.F., “Avaliação Configuração do Aterramento das Torres do Sistema Transmissão de 69kV da CEMIG para Melhoria Desempenho Frente a Descargas Atmosféricas”, Anais ERLAC’97, Puerto Iguazu, Argentina, 1997.

da de de do

(8) VISACRO,S.F., SOARES,A.J. CHERCHIGLIA, L.C.L., CARVALHO,A, “Aspectos de Aterramentos de Linhas de Transmissão”, Seminário Avançado de Linhas de Transmissão, Outubro de 1996.