Abstract— 1 The need to supply the demand for electricity of

large urban centers and large industrial customers has challenged the planning and design of 69 kV and 138 kV transmission lines. Typically, such voltage levels require conventional infrastructure, with support towers, insulators and cables, sometimes incompatible with the surroundings or with insufficient space for the right of way implementation, considering urban areas. This study aims to accomplish an electrical performance analysis of a proposed design for the compact conductor arrangement aimed to 138 kV overhead transmission lines, with reduced distance between phases when compared to conventional 138 kV transmission lines. The proposed arrangement is evaluated under the aspects of lightning performance, switching surges and electric and magnetic field, establishing a comparison with a conventional 138 kV overhead transmission line. The proposed compact design permits a reduction of the area occupied by the support structures and transmission line itself, allowing a reduction in the right of way. This provides an alternative solution to conventional overhead transmission lines, which require more space, and to underground transmission lines, whose high investments costs usually hinder their deployment.

Keywords— Transmission Line, Compact Line, Performance.

I. INTRODUÇÃO

S ELEMENTOS principais que compõem uma linha de transmissão são as estruturas suportes, fundações

isoladores, cabos condutores e para-raios, aterramento e acessórios. Inclui-se aí a faixa de segurança ou faixa de passagem que é uma largura do terreno ao longo do traçado da linha cuja delimitação deve levar em consideração o balanço dos cabos condutores devido à ação dos ventos, efeitos elétricos e posicionamento das fundações de suportes e estais [1].

A largura da faixa de segurança típica de uma linha convencional de 138 kV é de 23,0 m, de acordo com [2] e [3], entretanto há determinadas situações com restrição de espaço para implantação da faixa de segurança com essa largura, em especial nas áreas urbanas. Nestes casos as soluções de implantação das Linhas de Transmissão (LTs) passam pela aquisição do terreno e desapropriações, que implicam em alto investimento. Solução alternativa é a implantação de linhas subterrâneas, que minimiza a largura da faixa, mas que

W. E. Sousa, Universidade Federal de Minas Gerais - UFMG, Belo

Horizonte, Minas Gerais, wesousa@ufmg.br 1 W. C. Boaventura, Universidade Federal de Minas Gerais - UFMG, Belo Horizonte, Minas Gerais, wventura@ufmg.br 1 S. C. Assis, Universidade Federal de Minas Gerais - UFMG, Belo Horizonte, Minas Gerais, scassis@ufmg.br

também necessita de elevado investimento inicial se comparado às linhas aéreas.

Como proposta alternativa à implantação de linhas de transmissão subterrânea e aérea convencional em ambientes com restrição de espaço, este trabalho apresenta o estudo de desempenho de um arranjo de condutores com espaçamento entre fases reduzido, característico de uma linha de transmissão compacta de 138 kV. O arranjo é avaliado sob os aspectos de desempenho frente a descargas atmosféricas, surtos de manobra e de campos eletromagnéticos, estabelecendo uma comparação com uma silhueta de estrutura convencional típica de uma LT aérea de 138 kV.

Uma linha de transmissão compacta pode, portanto, ser definida como uma LT em que suas dimensões laterais, a altura e largura da torre, além da largura da faixa de passagem, são reduzidas em relação a linhas existentes de mesma classe de tensão e potência [4]. A tecnologia de linha de transmissão aérea compacta busca tomar os melhores preceitos de engenharia, realizando um projeto equilibrado, ideal para o nível de tensão considerado. Neste sentido não há diferenças significativas de materiais utilizados no projeto das linhas aéreas compactas, que tem os mesmos componentes básicos das linhas de transmissão aéreas convencionais, no entanto, mais cuidadosamente projetadas.

II. OBJETIVOS O objetivo principal deste trabalho é analisar o desempenho

elétrico de uma proposta de arranjo de 138 kV com espaçamento entre fases reduzido, onde os condutores são dispostos em uma configuração delta invertido em uma janela de estrutura metálica. Espera-se com a compactação de linhas de transmissão, deste nível de tensão, uma redução da área ocupada pelas estruturas suporte e a linha em si de forma a permitir uma largura da faixa de passagem mais estreita e assim estabelecer como uma solução alternativa às linhas de transmissão aérea convencional e linhas subterrâneas.

Trabalhos e estudos de linhas de transmissão compacta em tensões nominais de 345 kV e acima apontam soluções com foco em otimização da transmissão de grandes blocos de potência [5], [6], enquanto trabalhos nos níveis de tensão de 115 kV e 138 kV buscam soluções para redução dos níveis de campos eletromagnéticos, redução da largura da faixa de passagem e convivência harmônica com o ambiente onde são implantadas [7], [8], [9].

Este trabalho busca analisar o desempenho de linhas de transmissão compacta de 138 kV frente a descargas atmosféricas e surtos de manobra, além da análise dos campos elétricos e magnéticos e de corona no limite da faixa, utilizando metodologias adequadas. A LT proposta é

W. E. Sousa, W. C. Boaventura, Member, IEEE, S. C. Assis

Electrical Performance of a Compact Arrangement of Conductors for 138kV Overhead Transmission Lines

O

96 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 16, NO. 1, JAN. 2018

especialmente interessante quando se lida com ambiente urbano com severas restrições de implantação, especificamente quanto à faixa de passagem.

III. DESENVOLVIMENTO A concepção do arranjo compacto considerou, sempre que

possível, a utilização de materiais normalmente aplicados em linhas de transmissão convencionais, como isoladores poliméricos e as ferragens de sustentação e fixação. Como premissa para a definição do arranjo e especificação dos isoladores foi adotada a distância mínima de arco de 1.150 mm.

O arranjo com a disposição dos condutores em delta invertido (∇) estabelece a distância entre fases, enquanto a sustentação deste na janela da estrutura metálica determina a distância fase-terra. No arranjo delta invertido assim como na sua fixação à estrutura serão adotados isoladores poliméricos com distância de arco de 1.165 mm e 1.755 mm, ambos atendendo a distância mínima de arco definida em 1.150 mm. O arranjo proposto é apresentado na Fig. 1 e as principais características dos isoladores estão dispostas na Tab. I. A ideia básica se baseia no fato de que as LTs de 138 kV não exibem elevadas sobretensões fase-fase, podendo ter uma reduzida distância fase-fase, enquanto que seu desempenho é bastante afetado por descargas atmosféricas, tendo sua taxa de falha favorecida com o aumento da distância fase-terra.

Figura 1. Arranjo compacto delta invertido (∇) na janela da estrutura metálica.

TABELA I. CARACTERÍSTICAS MECÂNICAS E ELÉTRICAS DOS

ISOLADORES POLIMÉRICOS

positivo negativo seco chuva seco chuva

1 138 1460 3800 1165 730 810 405 360 430 380

2 230 2120 7675 1755 1090 1100 550 505 625 605

Distância de arco (mm)

Distância de escoamento

(mm)

60HZTensão Suportável nominal (kV eficaz)

Tensão disruptiva (kV eficaz)

IMPULSOTensão disruptiva

(kV crista)

IsoladorPoliméricoAltoíndicepoluição

Comprimento L (mm)

Classe de Tensão

(kV eficaz)

Nos estudos e simulações são adotadas estruturas compactas de 13,5 e 23,5 metros de altura útil, essa altura é definida como a distância entre o cabo condutor inferior e o solo. Além dos aspectos de projeto e segurança, foi considerada a restrição da altura máxima para manter o compromisso de esbeltez de uma estrutura do tipo monomastro autoportante, característica de uma torre compacta. Essa restrição da altura máxima não será impactante, pois em áreas urbanas são adotados vãos de comprimento reduzidos na faixa de 80 a 120 metros.

As distâncias entre fases X e Y e a distância mínima R entre fase-terra dos arranjos delta são apresentados na Tab. II.

TABELA II. DIMENSÕES DOS ARRANJOS COMPACTOS DELTA INVERTIDO ∇

ARRANJOS DIMENSÕES (mm) X Y R

Delta 1 (∇1) 2080 1893 1165 Delta 2 (∇2) 2080 1893 1755 Delta 3 (∇3) 2780 2593 1165 Delta 4 (∇4) 2780 2593 1755

Em complemento ao arranjo da cabeça da torre em delta

invertido, uma proposta de silhueta da estrutura metálica compacta e a silhueta de uma estrutura metálica convencional típica de 138 kV são apresentadas na Fig. 2.

Figura 2. Estrutura compacta 138 kV (a) e convencional típica 138 kV (b). As dimensões das estruturas utilizadas nas simulações são

apresentadas na Tab. III.

TABELA III. DIMENSÕES DA SILHUETA DAS ESTRUTURAS COMPACTAS E CONVENCIONAL 138 KV.

DIMENSÕES ESTRUTURA

CONVENCIONAL 138 KV

ESTRUTURA COMPACTA DELTA 138 KV

∇1 ∇2 ∇3 ∇4

H 13,0 13,5 e 23,5 13,5 e 23,5 13,5 e 23,5 13,5 e 23,5 S 1,86 1,58 1,58 2,19 2,19 P 2,73 1,85 2,21 1,63 2,15 C 2,90 1,04 1,04 1,39 1,39

Altura total H+S+P 21,3 17,0 e 27,0 17,0 e 27,0 17,0 e 27,0 17,0 e 27,0

A. Descargas Atmosféricas A compactação de linhas de transmissão pode ter

benefícios significativos para o desempenho frente a descargas atmosféricas. Se a linha possui um ou mais cabos para-raios ou cabos guarda, um espaçamento reduzido das fases cria um maior acoplamento, resultando em menores sobretensões nos isoladores. Alturas reduzidas das estruturas também fazem das linhas compactas um alvo menor para a descarga. Vãos mais curtos, quando blindados por cabos para-raios, também reduzem as sobretensões nas cadeias de isoladores. Por outro lado, possíveis reduções no comprimento dos isoladores e redução das distâncias elétricas aumentam o risco de flashover

EDNEY SOUSA et al.: ELECTRICAL PERFORMANCE OF 97

enquanto a eliminação dos cabos para-raios expõe as fases às descargas diretas.

Para fins de análise de desempenho frente a descargas atmosféricas foi utilizado o programa IEEE Flash 1.81 [10]. Em [11] é apresentado uma comparação de desempenho de linha de transmissão frente a descarga atmosférica utilizando o programa IEEE Flash e uma metodologia baseada no método de Monte Carlo. Apesar do melhor resultado obtido pela metodologia baseada no método de Monte Carlo quando avaliado o desempenho de uma linha real, no presente trabalho optou-se por utilizar o programa IEEE Flash, adequado para uma avaliação qualitativa. Um dos idealizadores do IEEE Flash, publicou um artigo [12] justificando as aproximações realizadas neste programa como sendo devidas aos aspectos relacionados às incertezas envolvidas, devido às complexidades de cálculos mais elaborados na época, e principalmente pelo resultado obtido se aproximar, em alguns casos, aos índices de desempenho observados em linhas reais.

As simulações com os arranjos ∇1 e ∇2 foram realizadas em estrutura compacta com altura total de 17,0 m e 27,0 m, um cabo para-raios posicionado no topo da torre alinhado ao centro do delta e impedâncias de surto de aterramento variando entre 5 Ω e 100 Ω. Nos estudos comparativos entre os arranjos ∇1 e ∇2 da estrutura compacta e a estrutura convencional típica de 138 kV, a densidade de descargas por km2 adotada nas simulações foi Ng = 1.

B. Surtos de Manobra Nas linhas de transmissão convencionais os estudos de

coordenação de isolamento em relação ao impulso de manobra concentram-se quase que exclusivamente nas sobretensões fase-terra. Entretanto, nas linhas de transmissão compactas a distância reduzida entre fases torna necessário um estudo das sobretensões fase-fase, que podem ser determinante no dimensionamento da geometria estrutural.

(a). Sobretensões fase-terra

Na definição das distâncias de isolamento condutor-

estrutura das linhas de transmissão são realizados estudos para determinar a máxima sobretensão às quais as linhas estarão submetidas para diversas operações de manobra, como energização, religamento, rejeição de carga, etc. Normalmente as sobretensões fase-terra possuem característica de uma distribuição gaussiana, cuja curva de densidade de probabilidade P v para uma sobretensão aleatória V é expressa por:

P v = 1

2π . σ e ! !!!!!!"%

!!!

!! dV (1)

Onde: V!"% = valor médio da distribuição de tensões V; σ = desvio padrão da distribuição;

A distribuição das sobretensões fase-terra devido a surto de manobra foram levantadas através de simulação do circuito de chaveamento da linha de transmissão utilizando o software ATPDraw, conforme Fig. 3. A linha de transmissão foi modelada com parâmetros variáveis na frequência utilizando modelo de JMarti. Conforme analisado em [13], o modelo de JMarti é o que apresenta melhores resultados para avaliação de sobretensões de manobra, dentre os modelos disponíveis no ATP.

Figura 3. Circuito de simulação do surto de manobra na linha de transmissão

Utilizando a tensão base referida ao valor de pico

fase-terra da máxima tensão operativa do sistema, ou seja,

V! = 145. !! = 118,4 kV, O valor médio da distribuição das

sobretensões de manobra é V!" = 2,02 pu, desvio padrão da distribuição σ! = 0,126. Com o nível de magnitude da sobretensão definido, a tensão máxima calculada é V! = V!" + 2. σ! (pu) [14], enquanto a tensão crítica de descarga em kV é calculada por V! = V!". 1 − 3. σ [15].

!!" =269

1 − 3 . 0,05 = 317 !"

Com relação à suportabilidade do isolamento a tensão

crítica de descarga V!" para uma configuração condutor-janela da torre é o mais importante do projeto, uma vez que é o “gap” mais frágil.

O método empírico fator de gap é largamente utilizado em projetos de isolamento EAT (Extra Alta Tensão) e tem o objetivo de fornecer uma opção para a pré-determinação da suportabilidade elétrica de uma configuração qualquer, a partir da proporcionalidade entre a tensão disruptiva de um dado “gap” V!"! , cujo fator k é função da geometria do eletrodo, e aquela do “gap” ponta-plano para uma mesma distância em ar. Esta formulação pode ser expressa por:

!!"! = !. 500 .!!,! (2)

Onde: V!"! = Tensão crítica de descarga em kV; d = distância do gap em metros; k = Fator de gap.

A tensão crítica de descarga é obtida aplicando o fator k = 1,25 para configuração condutor-janela [15] e d = 1,165 m do isolador polimérico da Tab. I:

V!"! = 685 kV

No caso do levantamento da tensão crítica de descarga feito

através da fórmula semi-empírica (2) utilizando fatores de

98 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 16, NO. 1, JAN. 2018

“gap” para configurações individuais e independentes, torna-se necessária a determinação da tensão crítica de descarga equivalente para a geometria como um todo. Associando a cada “gap” uma curva normal pode-se calcular a probabilidade de falha total do isolamento do “gap” composto para determinado surto de magnitude U, através da expressão:

P! = 1 − 1 − P! 1 − P! 1 − P! (3)

Onde P! é a probabilidade de falha de cada “gap”

individual.

(b). Sobretensões fase-fase De acordo com [14], embora teoricamente a sobretensão

fase-fase é duas vezes o valor máximo da sobretensão fase-terra, isto está longe de acontecer na prática. A relação entre a sobretensão fase-fase e fase-terra vai de 3 em regime permanente para menos de 1,5 para altas sobretensões. Quando uma sobretensão em uma das fases para terra é muito alta, existe uma baixa probabilidade de que a sobretensão na outra fase seja de elevada amplitude e de sinal oposto.

As distâncias de isolamento fase-fase podem ser concebidas a partir da correlação entre a fase-terra. Os correspondentes V!"% ou V!% dos valores das sobretensões fase-fase podem ser estimados, segundo a referência [14], utilizando as curvas da Fig. 4 a ou b, respectivamente.

Figura 4. Relação aproximada de valores de surtos de chaveamento fase-fase e fase-terra [9].

Adotando a máxima sobretensão fase-fase de 1,7pu:

!!"%∅∅ = 1,7!.! ! 317 !" !!"%∅∅ = 539 !"

De acordo com [4], a partir da tensão crítica de descarga a

distância fase-fase d∅∅ = 1,14 m.

C. Campo elétrico Campos elétricos de linhas de transmissão de alta tensão

dependem principalmente da magnitude e fases das tensões alternadas aplicadas aos diferentes condutores da linha e na geometria definida em termos de tamanho do condutor, distância entre eles e a altura dos condutores em relação ao solo.

Para uma dada geometria da linha com ! condutores, a carga elétrica superficial nos condutores, para as tensões aplicadas no mesmo, são obtidas resolvendo a equação:

Q = P !! V (4) Onde, Q = matriz de cargas nos condutores; P !! = matriz de Potencial de Maxwell; V = matriz de tensão nos condutores;

Os cálculos de intensidade de campo elétrico nas

proximidades da linha de transmissão compacta foram realizados utilizando o software LT Campo 1.0 [16] e para efeito de comparação, as simulações foram realizadas utilizando a estrutura compacta com os arranjos ∇1 e ∇3 Fig. 2(a) e a silhueta típica convencional da estrutura metálica de 138 kV Fig. 2(b).

D. Campo magnético O cálculo do campo magnético devido a circulação de

corrente nos condutores é calculado pela lei de Ampére: H. dl= i (A) (5)

A intensidade do campo magnético em 60 Hz nas

proximidades da linha de transmissão também foi calculada utilizando-se o software LT Campo 1.0 [16] para a estrutura compacta com os arranjos ∇1 e ∇3 apresentado na Fig. 2(a) e para silhueta típica convencional da estrutura metálica de 138 kV apresentado na Fig. 2(b).

E. Ruído audível A geração de ruídos audíveis por LTs é influenciada por

determinados fatores como tensão de operação, condições atmosféricas, diâmetro e condições superficiais dos condutores, distância das linhas e posições relativas de objetos refletores, grau de atenuação pelo ar, direções e intensidades de ventos, etc.

Na prática os ruídos são medidos através dos chamados níveis de intensidade sonora, sendo esta, a potência média transportada por uma onda sonora por unidade de área. Uma onda de 0,0002 (bar) possui uma intensidade sonora de 10-16 (W/cm2) e uma onda de 1.000 (bar), 5 x 10-6(W/cm2). Devido a essa variação muito ampla, uma escala logarítmica é recomendada para a medida dos níveis de intensidade sonora (NIS).

NIS = 10 log II!

(!") (6)

Em que I (W/cm2) é a intensidade do ruído medido e I!

(W/cm2) um valor arbitrário, geralmente considerado igual ao limiar inferior de sensibilidade, ou seja, 10-16 (W/cm2). Daí ser comum definir-se NIS como decibel acima de 0,0002 (bar).

EDNEY SOUSA et al.: ELECTRICAL PERFORMANCE OF 99

F. Ruído de radiointerferência Pulsos de correntes que se propagam pela linha, gerados

por descargas pontuais devido a irregularidades ou partículas sólidas aderentes na superfície dos condutores, estabelece campos eletromagnéticos que se propagam e cuja presença é detectada por receptores de rádio de amplitude modulada, principalmente na faixa de frequência de 500 a 1.600 kHz, ou seja, exatamente nas faixas reservadas à transmissão de ondas médias.

A qualidade de uma recepção de rádio depende tanto da intensidade do sinal da emissora quanto da intensidade do ruído nas frequências auditivas nos receptores.

Em estudos de radiointerferência a unidade de medida de sinais, ou de interferências, é o decibel (dB), definido pela equação:

dB = 20 log V!V!

(7)

em que: !! = intensidade de campo do sinal µV m ; !! = unidade de referência, em geral igual a 1 µV m ;

Lê-se, portanto, “dB acima de 1 µV m ”. E a relação sinal/ruído definida pela equação:

S R dB = 20 log !! !!

! ; (8) Neste trabalho será adotado um dos métodos comparativos

baseado em uma equação desenvolvida nas pesquisas realizadas na Alemanha, em instalações de 400 kV, complementadas por considerações de natureza teórica [17].

G. Perdas por corona O efeito corona aparece na superfície dos condutores de

uma linha aérea de transmissão quando o gradiente de potencial na superfície deste condutor excede o valor do gradiente crítico de disrupção do ar.

O gradiente crítico disruptivo do ar atmosférico E! é da ordem de 30,5 kV/cm, em atmosfera padrão a 20°C e pressão barométrica de 760 mm de Hg. Para a corrente alternada, o valor eficaz do gradiente disruptivo é igual a E! = 21,6 kV/cm.

Um condutor atinge o gradiente crítico visual quando o gradiente crítico disruptivo é atingido a uma determinada distância da superfície do condutor, o que é necessário para que o campo acumule energia suficiente para desencadear o processo. Essa distância é igual a 0,301/ r em atmosfera padrão e, segundo [18], o gradiente crítico visual pode ser definido por:

E!"# = 18,1 .m . δ 1 + 0,54187r!". δ

kV cm (9)

Sendo δ pressão atmosférica relativa

δ = 0,386 b273 + t (10)

t – Temperatura em °C. Em geral toma-se o valor da temperatura média anual; b – 760-0,086h mm Hg , sendo h a altitude média local; m – Fator de superfície.

Para avaliar as condições do efeito corona e geração de ruídos foram adotados 4 diferentes tipos de cabos condutores: cabo de alumínio com alma de aço CAA 107,2 mm² (Penguin) e 170,5 mm² (Linnet); cabo de alumínio CA 322,3 mm² (Orchid) e cabo de alumínio liga CAL 375,4 mm² (Flint), comumente utilizados em linhas de transmissão de energia de 138 kV. Todos os circuitos foram analisados considerando-se 1 cabo condutor por fase

IV. RESULTADOS

A. Desempenho frente a descargas atmosférica Os resultados mostram que o arranjo compacto ∇1 em

estrutura com 27 m de altura total possui desempenho frente a backflashover similar ao desempenho de uma linha com estrutura típica de 138 kV. Ressalta-se que a estrutura convencional possui uma altura de 21 m, atraindo um número bem menor de descargas.

Para o mesmo nível de isolamento fase-terra e impedância de aterramento Z até 20 Ω, a altura da estrutura influencia de tal forma que a estrutura mais alta apresenta número maior de desligamentos por backflashover.

O desempenho em função da impedância de aterramento da estrutura típica de 138 kV com altura total de 21,0 m e das configurações ∇1 e ∇2 de 17 m e 27m é apresentado na Fig. 5.

Figura 5. Desempenho por backflashover do arranjo com distâncias fase-terra de 1.165mm (∇1) e 1.755mm (∇2) em estruturas de 17m e 27m e estrutura convencional com altura de 21 m.

Devido à limitação de espaço, os sistemas de aterramento das estruturas em áreas urbanas possuem arranjos compactos que conduzem a uma impedância de aterramento maior do que

0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100

Desligam

entos10

0km/Ano

Z(Ω)

Desempenho- Backflashover

H=21mTípica138kV(L=1314mm)H=27m(L=1165mm)

H=17m(L=1165mm)

H=27m(L=1755mm)

H=17m(L=1755mm)

100 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 16, NO. 1, JAN. 2018

a obtida em áreas rurais, o que pode gerar um pior desempenho da linha frente a descargas atmosféricas. O desempenho por backflashover dos arranjos compactos ∇1(1165 mm) e ∇2(1755 mm) em relação ao desempenho de uma estrutura convencional são melhores, conforme Fig.6. No caso do arranjo ∇1 com altura de 27,0 m, para faixa de impedâncias inferiores a 15 Ω o desempenho é maior do que o obtido para arranjo convencional com 21,0 m. Este desempenho é devido à maior altura da estrutura, que demanda maior tempo para o transito da onda de surto até que tenha a contribuição da reflexão de onda no sistema de aterramento. Adicionalmente esta faixa de impedâncias de aterramento não é esperada para a área urbana e os valores de corrente de descarga para gerar uma disrupção é de baixa probabilidade de ocorrência, devido à elevada amplitude necessária. O arranjo ∇1 pode apresentar melhoria de desempenho em torno de 20%, enquanto o arranjo ∇2 pode ter melhorias na faixa de 40% a 80% quando comparados à estrutura típica de 138 kV, conforme Fig.6.

Figura 6 – Desempenho por backflashover dos arranjos ∇1 e ∇2 de 17,0m e 27,0m de altura em relação à estrutura típica de 138kV de 21,0m de altura.

Em todas as simulações não houve falha de blindagem, sendo utilizado um cabo para-raios no arranjo delta invertido.

B. Desempenho frente a surtos de manobra A tensão fase-terra máxima de 317 kV, calculada a partir

da distribuição das sobretensões de manobra, está abaixo dos limites da tensão crítica de descarga V!"! = 685 kV para o arranjo ∇1, cuja distância de arco do isolador é 1.165 mm. A máxima sobretensão fase-fase V!"∅∅= 539 kV determina, de forma conservativa, uma distância mínima entre fases de 1.140 mm. Essa distância é praticamente a distância de arco do isolador utilizado nos arranjos ∇1 e ∇2. Os arranjos ∇3 e ∇4 que utilizam isoladores com distância de arco de 1.755 mm apresentam-se de forma mais conservativa em relação à sobretensão fase-fase.

C. Desempenho frente a campo elétrico e magnético Assim como apresentado nas referências [5] e [7], os

resultados mostram que a compactação das fases apontam para uma redução dos limites de campo elétrico e densidade de fluxo magnético.

O perfil de campo elétrico máximo e no limite da faixa são inferiores ao caso base, que é uma estrutura típica de 138 kV, e aos níveis estabelecidos por [19], que estipula valores menores ou iguais a 4,17 kV/m no limite da faixa a 1,5 metros do solo, e por [1] que estabelece o limite máximo de 5 kV/m no limite da faixa ao nível do solo. As Figs. 7 a 9 apresentam a intensidade do campo elétrico máximo e no limite da faixa da estrutura típica de 138 kV e dos arranjos ∇1 e ∇3, respectivamente.

Figura 7. Perfil da intensidade de campo elétrico estrutura típica de 138 kV

Figura 8. Perfil da intensidade de campo elétrico arranjo compacto ∇1

Figura 9. Perfil da intensidade de campo elétrico arranjo compacto ∇3

A densidade de fluxo magnético máximo e no limite da

faixa para os arranjos compactos apresentam níveis inferiores ao apresentado pela estrutura típica de 138 kV e ao estabelecido por [19] que fixa a 1,5 metros do solo no limite da faixa o valor igual ou menor que 200,00 µT. Ressalta-se

0.00

0.20

0.40

0.60

0.80

1.00

1.20

1.40

1.60

1.80

2.00

5 10 15 20 25 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 95 100

Núm

erode

des

ligam

ento

semre

laçã

oae

stru

turatípica

de

138

kV

z(Ω)

Desempenhoporbackflashoveremrelaçãoaestruturatípicade138kV

H=27m(L=1165mm)H=17m(L=1165mm)H=27m(L=1755mm)H=17m(L=1755mm)

EDNEY SOUSA et al.: ELECTRICAL PERFORMANCE OF 101

que a referência [1] não estabelece o limite para campo magnético. As Figs. 10 a 12 apresentam a densidade de fluxo magnético máximo e no limite da faixa da estrutura típica de 138 kV e dos arranjos ∇1 e ∇3, respectivamente.

Figura 10. Densidade de fluxo magnético estrutura típica 138kV

Figura 11. Densidade de fluxo magnético arranjo compacto ∇1

Figura 12. Densidade de fluxo magnético arranjo compacto ∇3

D. Desempenho frente a ruído audível O ruído audível máximo admissível é de 58 dB(A) no

limite da faixa, para condições de chuva fina. Verifica-se através dos gráficos das Figs. 13 e 14 que o ruído máximo admissível não é atingido para as configurações de arranjos ∇1 e ∇3 na avaliação com todos os tipos de cabos condutores considerados.

Figura 13. Ruído audível arranjo compacto ∇1

Figura 14. Ruído audível arranjo compacto ∇3

E. Desempenho frente a radiointerferência Adotando sinal padrão de rádio de 66 dB no limite da faixa,

conforme [20], e ainda estabelecendo a relação sinal/ruído mínima de 22 dB para uma qualidade de recepção razoavelmente boa [14], o nível de ruído máximo é da ordem de 44 dB no limite da faixa. Dessa forma o arranjo compacto ∇1 com os cabos condutores CAA 107,2 mm² (Penguin) e 170,5 mm² (Linnet) extrapolam o nível de ruído máximo para o limite de faixa avaliado em até 28,0 m. Já o mesmo arranjo com os cabos CA 322,3 mm² (Orchid) e CAL 375,4 mm² (Flint) exige uma largura de faixa mínima de 24,0 m e 20,0 m respectivamente. O arranjo ∇3 com os cabos condutores CAA 170,5 mm² (Linnet), CA 322,3 mm² (Orchid) e CAL 375,4 mm² (Flint) necessita de uma largura de faixa mínima de 27,0 m, 15,0 m e 12,0 m respectivamente.

O arranjo compacto ∇1 com o cabo condutor CAL 375,4 mm² (Flint) e a combinação do arranjo ∇3 tanto o cabo CA 322,3 mm² (Orchid) quanto com o cabo CAL 375,4 mm² (Flint) apresentam largura de faixa reduzida comparado à largura de faixa típica de 23,0 m das linhas convencionais de 138 kV definidas em [2] e [3].

As Figs. 15 e 16 apresentam os gráficos da radiointerferência dos arranjos ∇1 e ∇3, respectivamente.

0510152025303540455055

14 11.5 8.5 5.5 2.5 -0.5 -3.5 -6.5 -9.5 -12.5

NívelRA(dBA

)

Distânciadoeixodalinha(m)

RA- Arranjocompacto∇1

CAA107,2mm2PenguinCAA170,5mm2LinnetCA322,3mm2OrchidCAL375,4mm2Flint

0510152025303540455055

14 11.5 8.5 5.5 2.5 -0.5 -3.5 -6.5 -9.5 -12.5

NívelRA(dBA

)

Distânciadoeixodalinha(m)

RA- Arranjocompacto∇3

CAA107,2mm2Penguin

CAA170,5mm2Linnet

CA322,3mm2Orchid

CAL375,4mm2Flint

102 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 16, NO. 1, JAN. 2018

Figura 15 – Radiointerferência arranjo compacto ∇1

Figura 16 – Radiointerferência arranjo compacto ∇3

F. Efeito corona Desempenho satisfatório, no que diz respeito a perdas ou

quanto ao nível de intensidade de ruídos de radiointerferências, é esperado quando o gradiente de potencial na superfície do condutor for E < 17 kV ⁄ cm [17], [18]. Para o nível de compactação estudado os condutores de maior diâmetro CA 322,3 mm² (Orchid) e CAL 375,4 mm² (Flint) se apresentaram como os mais adequados para aplicação com os arranjos ∇1 e ∇3, conforme apresentado na Tab. IV.

TABELA IV. GRADIENTE NA SUPERFÍCIE DO CONDUTOR E

GRADIENTE CRÍTICO VISUAL

CABO CONDUTOR GRADIENTE NA SUPERFÍCIE DO CONDUTOR E (kV/cm) Gradiente

crítico visual ECRV

(kV/cm) Tipo Diâmetro

(cm)

Torre típica

138 kV

Torre compacta com arranjo delta invertido ∇ Distância entre fases 1.165mm

Distância entre fases 1.755mm

Penguin-CAA 1.431 17,47 21,96 20,16 16,40

Linnet-CAA 1.828 14,23 18,06 16,51 15,64

Orchid-CA 2.332 11,62 14,91 13,56 14,97

Flint-CAL 2.513 10,92 14,07 12,78 14,78

V. CONCLUSÃO De acordo com os resultados apresentados, os arranjos

propostos para compactação das fases indicam, do ponto de vista desempenho frente ao backflashover, que a influência da impedância de aterramento tem efeito similar às obtidas em linhas típicas de 138 kV. Os arranjos compactos apresentaram melhor desempenho frente à backflashover quando comparado à estrutura típica de 138 kV. Em relação à falha de blindagem, os arranjos se mostraram bastante eficientes, com a utilização de apenas um cabo para-raios, não apresentando desligamentos por descarga direta.

As análises frente a surtos de manobra ratificou a necessidade de avaliação deste requisito para linhas com espaçamento entre fases reduzido. Apesar das sobretensões fase-terra não serem determinantes no desempenho dos arranjos avaliados, a sobretensão fase-fase determinou uma distância entre fases praticamente igual à distância de arco do isolador estudado no arranjo ∇1. Portanto, este item pode ser determinante no dimensionamento da geometria do arranjo e da estrutura.

Os resultados do campo elétrico e magnético demonstraram que estes não são os fatores determinantes no dimensionamento dos arranjos e na definição da largura da faixa de passagem.

Do ponto de vista do efeito corona, a compactação das fases demonstrou que o gradiente na superfície do condutor é um fator crítico, determinando a utilização dos cabos CA 322,3 mm² (Orchid) e CAL 375,4 mm² (Flint), cujo gradiente na superfície E é inferior ao gradiente crítico visual Ecrv. Como condição determinante no nível de compactação das fases, com vistas à redução da faixa de passagem, a rádio interferência-RI determinou o arranjo compacto ∇3, com maior espaçamento entre fases, como o mais adequado para redução da faixa entre os arranjos estudados. Em relação ao desempenho elétrico, a combinação do arranjo proposto ∇1 com o cabo condutor CAL 375,4 mm² (Flint) e combinação do arranjo ∇3 tanto com o cabo CA 322,3 mm² (Orchid) quanto com o cabo CAL 375,4 mm² (Flint) apresentaram largura de faixa reduzida, comparativamente à largura de faixa típica da LT convencional de 138 kV.

O conjunto de resultados obtidos neste estudo evidencia as vantagens do arranjo compacto proposto frente às LTs convencionais, colocando-o como solução alternativa à instalação de LTs subterrâneas nos casos em que há severa limitação quanto à alocação da faixa de passagem.

REFERÊNCIAS [1] ABNT, NBR 5422: Projetos de linhas aéreas de transmissão de energia

elétrica. 1985. [2] CEMIG COMPANHIA ENERGÉTICA DE MINAS GERAIS. Roteiro

para determinação da velocidade de vento de projeto e ângulo de balanço das cadeias de isoladores e cabos no meio do vão. Julho, 1989.

[3] Souza, C. J., Determinação da Largura de Faixa de Segurança de Linhas de Transmissão: Um Estudo Paramétrico, Dissertação (Mestrado em Engenharia Elétrica), Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, Brasil, 2012.

[4] EPRI ELECTRIC POWER RESEARCH INSTITUTE. Transmission line reference book:115-345kV compact line design.

-

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

55

60

65

70

14 11.5 8.5 5.5 2.5 -0.5 -3.5 -6.5 -9.5 -12.5

NívelRI(dB/1µV/m

)

Distânciadoeixodalinha(m)

RI- Arranjocompacto∇1

CAA107,2mm2PenguinCAA170,5mm2LinnetCA322,3mm2Orchid

CAL375,4mm2Flint

-510152025303540455055606570

14 11.5 8.5 5.5 2.5 -0.5 -3.5 -6.5 -9.5 -12.5

NívelRI(dB/1µV/m

)

Distânciadoeixodalinha(m)

RI- Arranjocompacto∇3

CAA107,2mm2PenguinCAA170,5mm2LinnetCA322,3mm2Orchid

CAL375,4mm2Flint

EDNEY SOUSA et al.: ELECTRICAL PERFORMANCE OF 103

[5] Huang, W.G., Study on conductor configuration of 500kV Chang-Fang compact line. IEEE Transactions on power delivery, Vol.:18, Iss.:3, Jul. 2003.

[6] Villa, P., Bertazzi, A., Leva, M., Compact transmission line with inverted delta configuration. In: Cigre 2002 conference, n°22.103, Paris, Aug. 2002.

[7] Ordon, T.J.F, Lindsey, K.E, Considerations in the design of three phase compact transmission line. In: Proceedings 1995 IEEE Seventh International Conference on Transmission and Distribuition Construction and Live Maintenance, pp.108-114.

[8] Souza, A. M., Hoffmann, N.J, Reisolamento de linha de transmissão compactas de 69kV para 138kV (LT supercompacta). XXII SNPTEE Seminário Nacional de Produção e Transmissão de Energia Elétrica, Brasília D.F, Out. 2013.

[9] Doyle, J., Villa, P., Hughes, C., Ennis, P., Moran, P., Minimissing Visual Impact of 400kV Support Structure, First South East European Regional Cigré Conference, Portroz 2016.

[10] http://ewh.ieee.org/soc/pes/lpdl - IEEE PES Lightning Performance of Overhead Lines Working Group.

[11] Assis, S.C, Boaventura, W.C., Paulino, J.O.S., Lightning Performance of Transmission Line: Comparison IEEE Flash and Monte Carlo Method. IEEE Latin America Transactions Vol.:15, Iss.:2, Feb. 2017

[12] Chisholm, W. A. 2001. The IEEE Flash Program: A Structure for Evaluation of Transmission Lightning Performance. T. IEE Japan. 8, 2001, Vols. 121-B.

[13] Gómez, P., Performance Evaluation of Time Domain Transmission Line Models for a Statistical Study of Switching Overvoltages. IEEE Latin America Transactions, Vol. 11, Iss.:4, June 2013.

[14] EPRI ELECTRIC POWER RESEARCH INSTITUTE. Transmission line reference book 345kV and above. Palo Alto, 1975.

[15] MARTINEZ-VELASCO, J. A., Power system transients: parameter determination. Crc press, 2009

[16] CEMIG, FCO, UFMG,. Desenvolvimento de metodologia para medição das intensidades dos campos elétrico e magnético nas faixas de servidão e vizinhanças de linhas aéreas de transmissão de energia elétrica, Projeto de Pesquisa e Desenvolvimento, P&D ANEEL-106, Belo Horizonte, Brasil, 2005.

[17] Giudice, E. B. F., Estudo da aplicação dos condutores compactos em linhas urbanas de 138kV: Aspectos elétricos e corona e RI, Dissertação (Mestrado em Engenharia Elétrica), Universidade Federal de Minas Gerais, Belo Horizonte, Brasil, 2005.

[18] FUCHS R. D., Transmissão de energia elétrica: Linhas aéreas. Volume. 2, Rio de Janeiro, Livros técnicos e científicos Editora S.A, 1977.

[19] AGÊNCIA NACIONAL DE ENERGIA ELÉTRICA, ANEEL. Resolução normativa 618: Limites à exposição humana a campos elétricos e magnéticos originários de instalações de geração, transmissão e distribuição de energia elétrica, na frequência de 60Hz. 1° de Julho, 2014

[20] AGÊNCIA NACIONAL DE TELECOMUNICAÇÕES, ANATEL. Resolução 442: Aprova regulamento para a certificação de equipamentos de telecomunicações quanto aos aspectos de compatibilidade eletromagnética. 21 de JULHO, 2006.

Wesley Edney de Sousa possui graduação em Engenharia Elétrica pela Pontifícia Universidade Católica de Minas Gerais (PUC-MG), Belo Horizonte, Brasil, em 2002. Especialização em Gestão, ênfase em projetos, pela Fundação Dom Cabral (FDC), Belo Horizonte, Brasil, em 2010. Atualmente é mestrando do Programa de Pós-Graduação em Engenharia Elétrica da UFMG (PPGEE/UFMG). É técnico

especialista de projetos do sistema elétrico da CEMIG Distribuição. Atua na área de Engenharia Elétrica, com ênfase em projetos de linhas de transmissão de energia, estudos e projetos de cabos condutores especiais aplicados a linhas de transmissão e distribuição de energia.

Wallace do Couto Boaventura possui graduação e mestrado em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Minas Gerais (UFMG), Belo Horizonte, Brasil, em 1988 e 1990, respectivamente. Obteve o título de Doutor em Engenharia Elétrica pela Universidade de Campinas, Campinas, Brasil, em 2002. É professor do Departamento de Engenharia Elétrica da UFMG desde 1992. Suas áreas de pesquisa

incluem compatibilidade eletromagnética, engenharia de alta tensão e processamento de sinais aplicados aos sistemas elétricos de potência.

Sandro de Castro Assis, possui graduação, mestrado e doutorado em Engenharia Elétrica pela Universidade Federal de Minas Gerais (UFMG), Belo Horizonte, Brasil, em 2004, 2006 e 2017, respectivamente. Atualmente é engenheiro sênior de projetos de sistemas elétricos de linhas de transmissão e subestações da CEMIG Distribuição. Tem experiência na área de Engenharia Elétrica, com ênfase em

Transmissão de Energia Elétrica, Estudos Elétricos em SEP, inclusive em área industrial. É membro dos comitês de estudo CE-C4 - Desempenho de Sistemas Elétricos, CE-B3 – Subestações, CE-B2 – Linhas de Transmissão do Cigré Brasil. Atualmente é representante nos grupos de trabalho "WG C4.26 - Evaluation of Lightning Shielding Analysis Methods for EHV and UHV DC and AC Transmission Lines", "WG C4.39 - Effectiveness of Line Surge Arresters for Lightning Protection of Overhead Transmission Lines" e no "GT C4-BR.01 - Desempenho de Linhas de Transmissão Frente a Descargas Atmosféricas."

104 IEEE LATIN AMERICA TRANSACTIONS, VOL. 16, NO. 1, JAN. 2018