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Control adaptativo para la reducción de sobretensiones durante el re-cierre trifásico rápido en líneas de transmisión con compensación
reactiva en derivación Patricia Mestas Valero Maria Cristina Tavares
CONTROL ADAPTATIVO
PARA LA REDUCCIÓN DE
SOBRETENSIONES DURANTE
EL RE-CIERRE TRIFÁSICO
RÁPIDO EN LÍNEAS DE
TRANSMISIÓN CON
COMPENSACIÓN REACTIVA
EN DERIVACIÓN
Primera edición
Enero, 2012
Lima - Perú
© Patricia Mestas Valero &Maria Cristina Tavares
PROYECTO LIBRO DIGITAL
PLD 0430
Editor: Víctor López Guzmán
http://www.guzlop-editoras.com/[email protected] [email protected] facebook.com/guzlopstertwitter.com/guzlopster428 4071 - 999 921 348Lima - Perú
PROYECTO LIBRO DIGITAL (PLD)
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Lima - Perú, enero del 2011
“El conocimiento es útil solo si se difunde y aplica” Víctor López Guzmán Editor
1
Resumen.- Este trabajo presenta un método de control adaptativo desarrollado para reducir sobretensiones provenientes del re-cierre trifásico rápido en líneas de transmisión (LT) con compensación reactiva en derivación.
La estrategia del método es atrasar apropiadamente los comandos de cierre de los interruptores para que este ocurra en el primer mínimo del batimiento de la onda de tensión formada entre los contactos del interruptor, tomando en consideración el tiempo muerto de la protección. Este método está basado en la forma de onda de la tensión y es independiente del cruzamiento por cero, reduciendo así significativamente el tiempo de re-cierre.
Luego de pruebas realizadas utilizando el programa para simulación de transitorios electromagnéticos PSCAD/EMTDC, el método propuesto fue implementado en hardware físico (controlador) el cual fue seguidamente probado en un Simulador Digital en Tiempo Real (RTDS).
Se reporta también en este trabajo la evaluación paramétrica, incluyendo una amplia variedad de esquemas de compensación, la influencia de la transposición de la línea y el desempeño del método propuesto en comparación con el tradicional resistor de pre-inserción y otro método de control existente.
Palabras Clave.- Transitorios electromagnéticos, Líneas de transmisión, Conmutación controlada, Sobretensiones de maniobra, Re-cierre trifásico.
I. INTRODUCCIÓN Las maniobras de re-cierre trifásico rápido realizadas
en líneas de transmisión pueden causar sobretensiones transitorias elevadas, no solamente a lo largo de la línea de transmisión sino también en l os equipamientos conectados. Por este motivo se hace necesario investigar soluciones cada vez más eficientes en el sentido de proporcionar protección adecuada al sistema.
Tradicionalmente, las sobretensiones transitorias provenientes de maniobras como energización y re-cierre de l íneas de t ransmisión son controladas mediante la utilización de r esistencias de pr e-inserción en los interruptores. A pesar de es te ser un m étodo
Las autoras agradecen el soporte financiero de: Coordenação de Aperfeiçoamento de Pessoal de Nível Superior (CAPES) Conselho Nacional de Desenvolvimento Científico e Tecnológico (CNPq) Fundação de Amparo à Pesquisa do Estado de São Paulo (FAPESP) de Brasil (*)e-mail: [email protected].
efectivo, presenta una ac eptación de s u tecnología tendiente a disminuir debido al alto costo de fabricación y mantenimiento [1],[2].
Las alternativas al uso de resistores de pre-inserción son: la instalación de pararrayos de óx ido metálico con menor nivel de pr otección y una m ayor capacidad de disipación de ener gía y la conmutación controlada que consiste en controlar el instante de apertura o cierre de los contactos del interruptor en i nstantes óptimos de la onda de tensión entre los contactos del mismo [3] [4].
En líneas de transmisión largas, las sobretensiones de maniobra más severas son las provenientes de l as fallas seguidas de r e-cierre trifásico rápido con carga residual en la línea. Haciendo uso de la técnica de conmutación controlada, los contactos del interruptor deben ser cerrados en el instante óptimo para limitar la tensión a un valor adecuado. Este instante varía dependiendo de la configuración del sistema y debe ser determinado mediante un algoritmo de cierre en función de las señales de tensión del sistema suministrada al algoritmo. Por otro lado, la implementación de esta solución deberá tener en c uenta factores como la existencia (o no) de compensación reactiva.
Otro aspecto importante a anal izarse es el tipo de falla. Si la línea de transmisión está bajo condiciones de falla externa, la tensión entre los contactos del interruptor presenta un batimiento definido, especialmente para los niveles altos de c ompensación en derivación. En este caso, el instante ideal para el re-cierre es el período de menor amplitud en el batimiento de la tensión entre los contactos del interruptor.
Por otro lado, si la línea de transmisión se encuentra bajo falla interna, la condición de fase defectuosa influye la señal de las fases sanas. Por lo tanto, las señales de forma de onda obt enida entre los contactos del interruptor son muy complejas y otro enfoque de análisis debe ser adoptado.
El objetivo es presentar un método desarrollado para re-cierre trifásico de líneas de transmisión con compensación reactiva en der ivación bajo condiciones de fallo externa. El método propuesto evalúa la forma de onda de tensión entre los contactos del interruptor, sin tomar como referencia el cruzamiento por cero de la tensión. Con esta señal, el algoritmo de det ección se simplifica considerablemente y el instante ideal para el re-cierre se puede determinar con mayor rapidez. Posteriormente, el algoritmo se implementó en hardware y fue evaluado mediante pruebas en un simulador digital en tiempo real.
Patricia Mestas Valero(*) Maria Cristina Tavares Universidade Estadual de Campinas (UNICAMP) - Brasil
CONTROL ADAPTATIVO PARA LA REDUCCIÓN DE SOBRETENSIONES DURANTE EL RE-CIERRE TRIFÁSICO RÁPIDO EN
LÍNEAS DE TRANSMISIÓN CON COMPENSACIÓN REACTIVA EN DERIVACIÓN
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Un análisis paramétrico, considerando una s erie de esquemas de compensación en derivación, la influencia de la compensación serie, la influencia de di ferentes esquemas de t ransposición y la comparación del desempeño del método propuesto con la tradicional resistencia de pr e-inserción y otro método de c ontrol existente son presentados en las siguientes secciones.
II. RE-CIERRE TRIFASICO DE LÍNEAS DE TRANSMISIÓN
Cuando la línea es compensada con reactores en derivación, el grado de compensación tiene un ef ecto importante en la forma de la onda de la tensión entre los contactos del interruptor. Debido al circuito formado entre la admitancia transversal y la inductancia de los reactores en der ivación, la tensión entre los contactos del interruptor asume forma oscilatoria (batimiento) con una composición entre la frecuencia fundamental del sistema de un lado del contacto del interruptor y con la frecuencia natural de l a línea y los equipos de compensación del otro lado del contacto del interruptor [5 - 8].
A. Línea de Transmisión bajo efectos de falla interna Cuando la línea de transmisión es afectada por una
falla interna, la secuencia de l os eventos de r e-cierre trifásico incluye: la ocurrencia de la falla, apertura de las tres fases de l a línea para aislar la sección con falla, extinción de la falla y por último el re-cierre de la línea de transmisión.
La Figura 1 (a) muestra la corriente de falla durante el re-cierre de una l ínea de t ransmisión con 90% de compensación en derivación. Después de l a apertura trifásica, la extinción de la falla ocurre 100 ms después de la falla. Las figuras. 1 (b) - (d) muestran las formas de onda de t ensión entre los contactos del interruptor. La fase A (con falla), influye en la señal de l as otras dos fases sanas (fases B y C), por lo que las señales obtenidas son muy complejas y el batimiento esperado es distorsionado. Los datos de la línea se presentan en la sección 5.
B. Línea de Transmisión bajo falla externa Cuando la línea de transmisión es afectada por una
falla externa, la secuencia de eventos para las operaciones de re-cierre incluye la apertura automática y posterior reconexión del interruptor después de un intervalo de tiempo predeterminado. La tensión entre los contactos del interruptor muestra un bat imiento bien definido y la forma de onda es similar en las tres fases.
El período del batimiento depende del grado de compensación de la línea. En las figuras. 2 (a) - (c) se muestran formas de onda de tensión entre los contactos del interruptor para un nivel de compensación alto (90%), medio (70%) y bajo (50%), respectivamente.
La pérdida de carga de la sección de línea en vacío produce un amortecimiento en la amplitud de la tensión a lo largo del tiempo, siendo la descarga función del
factor de calidad del reactor. Como resultado la amplitud del batimiento entre los contactos del interruptor tiende a disminuir, pero la amplitud de l a región del mínimo de batimiento aumenta con el tiempo. Dadas estas condiciones, para líneas altamente compensadas, la región óptima para re-cerrar el interruptor corresponde al primer intervalo de menor amplitud del batimiento de la tensión entre los contactos del interruptor, como se ilustra en la Figura 2 (a).
Para líneas con menor grado de compensación, el tiempo muerto para la actuación de la protección debe tomarse en consideración. Asumiendo un tiempo muerto de 12 ciclos de la frecuencia fundamental para la operación de la protección, la región óptima para el re-cierre trifásico corresponde al mínimo del segundo batimiento (Fig. 2b) y al mínimo del cuarto batimiento (figura 2c), para líneas con media y baja compensación, respectivamente.
0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
-1.00
-0.50
0.00
0.50
1.00
1.50
2.00
2.50
(kA)
Iaa1
(a) Corriente de falla. Fase A con falla.
(ms) 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
-500 -400 -300 -200 -100
0 100 200 300 400 500
(kV)
VACROSS_A
(b) Tensión entre los contactos del interruptor. Fase A
(ms) 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
-800
-600
-400
-200
0
200
400
600
800
(kV)
VACROSS B
(c) Tensión entre los contactos del interruptor. Fase B
Main : Graphs
(ms) 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
-1.0k
-0.8k
-0.5k
-0.3k
0.0
0.3k
0.5k
0.8k
1.0k
(kV)
VACROSS C
(d) Tensión entre los contactos del interruptor. Fase C FIGURA 1 – Corriente de falla y forma de onda entre los contactos del interruptor. LT de 500 kV con 90% de compensación.
3
(s) 0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 1.40
-800
-600
-400
-200
0
200
400
600
800
(kV)
VA
(a) LT con 90 % de compensación reactiva en derivación.
(s) 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
-1.0k
-0.8k
-0.5k
-0.3k
0.0
0.3k
0.5k
0.8k
1.0k
(kV)
VA
(b) LT con 70 % de compensación reactiva en derivación.
(s) 0.00 0.10 0.20 0.30 0.40 0.50 0.60 0.70 0.80 0.90 1.00
-1.0k
-0.8k
-0.5k
-0.3k
0.0
0.3k
0.5k
0.8k
1.0k
(kV)
VA
(c) LT con 50 % de compensación reactiva en derivación.. FIGURA 2 – Instantes óptimos de re-cierre para varios niveles de compensación. LT de 500 kV.
III. MÉTODOS DE RE-CIERRE TRIFASICO DE LÍNEAS DE TRANSMISIÓN COM COMPENSACION REATIVA
EM DERIVACION
A. Resistor de pre-inserción El método más común consiste en utilizar un sistema
auxiliar que incluye una resistencia de pre-inserción en serie con contactos auxiliares, siendo el contacto auxiliar montado en paralelo a la cámara de corte. Los contactos auxiliares son accionados algunos instantes antes de ser accionados los contactos principales de tal forma que se insiera la resistencia de pre-inserción en el circuito. Con esta acción, en dos etapas de conmutación es posible reducir las sobretensiones con alta eficiencia. A pesar de ser este un método efectivo, presenta una aceptación de su tecnología tendiente a disminuir debido al alto costo de fabricación y mantenimiento. [1] [2]
B. Conmutación Controlada – Método Existente En general, el método identifica la primera región de
amplitud mínima y envía una orden para cerrar el interruptor en la próxima región semejante [5],[6]. Como se muestra en la Fig. 3, tres condiciones deben cumplirse para identificar la región de mínimo batimiento: el cruzamiento por cero de la señal de tensión del lado de la fuente y del lado de la línea debe
ocurrir al mismo tiempo, las derivadas de las dos señales deben t ener la misma polaridad y la magnitud de estas señales debe ser la misma.
FIGURA 3. Determinación del instante optimo para la operación de re-cierre trifásico (método existente)
El período del batimiento se obtiene a partir de dos determinaciones sucesivas de mínimos batimientos, de esta manera el cierre de los contactos sólo se producirá después de la primera región de amplitud mínima, lo que implica un tiempo más largo de la línea fuera de servicio. Por otro lado, la tensión es mayor cuando el cierre se produce en las regiones de amplitud mínima posteriores.
Otro factor a ser considerado es que para líneas poco compensadas la forma de onda de l a tensión es más compleja y tiene un batimiento menos pronunciado (Fig. 2c) pudiendo ocurrir que algunos cruzamientos por cero sean omitidos. En este caso, como consecuencia en el intervalo de tiempo disponible para la adquisición de datos, la periodicidad de los cruzamientos por cero de la tensión pueden no s er encontrados como se desea.
C. Conmutación Controlada – Método Propuesto Para superar los inconvenientes mencionados en el
párrafo anterior, el método propuesto [7] envía un comando de cierre de tal manera que el cierre se realice en la primera región de m ínimo del batimiento de l a onda de tensión entre los contactos del interruptor, después del tiempo muerto de protección. Este método se basa en la forma de onda de tensión entre los contactos del interruptor automático, independiente del paso por cero de la onda de tensión.
Algoritmo principal Las tres fases de tensión son continuamente
monitoreadas por transformadores de potencial (TP). Para fines de simulación, el método propuesto manipula tensiones reales, pero para la aplicación en los equipo de protección (relés) magnitudes reducidas transformadas por TPs serán utilizados. Los TPs se suponen ideales y los efectos de la medición no se han considerado. Además, aunque el sistema es trifásico, el algoritmo requiere de l a tensión de una sola fase, que envía una s eñal para operar las tres fases de re-cierre en el mismo instante. Esto se debe a que la región de mínimo es aproximadamente la misma para las tres fases, independientemente del nivel de compensación.
En primer lugar, la tensión en el lado de alimentación del sistema y la tensión en el lado de la línea se miden
4
para determinar la forma de onda de la tensión entre los contactos del interruptor Vbrk como se muestra en la Fig. 4. Mediante el procesamiento de la señal se determina la envolvente de la curva y esta se convierte en la señal de referencia Vref.
Con el fin de atenuar las componentes de alta frecuencia, se emplea un filtro Butterworth de paso bajo. La señal filtrada Vref tendrá un retraso en relación con Vbrk que debe ser corregido. Esta corrección se realiza automáticamente en el algoritmo general. Antes de la apertura del interruptor, Vref tiene magnitud cero, usando un comparador se identifica el instante de abertura de los contactos del interruptor de topen.
La duración de un medio periodo se identifica mediante la determinación del punto tmax en el que Vref logra su primer máximo. Por lo tanto, si la señal de re-cierre es dada en el primer mínimo del batimiento, el atraso para cerrar a partir del instante tmax es Td1=T/2.
El método debe adaptarse a cualquier grado de compensación en derivación. Por ejemplo, cuando la línea esté poco compensada (como en la Fig. 2b), el tiempo Td1=T/2 puede ser demasiado corto para procesar la señal de re-cierre debido a que debe s er considerado el tiempo muerto para la protección. En ese caso, el atraso debe extenderse a Td2=3T/2 donde ocurre el próximo mínimo del batimiento. Para niveles de compensación menores (como en la Fig. 2c), el atraso debe ser extendido aún mas hasta los próximos mínimos del batimiento como 5T/2.
FIGURA 4. Determinación del instante óptimo para la operación de re-cierre trifásico (método propuesto)
Se observa que a diferencia de los métodos anteriores, este método no se basa en el cruzamiento por cero de la tensión, y el atraso puede det erminarse con suficiente antecedencia en el punto donde el batimiento está en su máximo. Una ligera corrección se hace en el tiempo de cierre del interruptor para incluir las características específicas del interruptor, las cuales son explicadas en la siguiente sub-sección. El diagrama general de c ontrol se muestra esquemáticamente en la Fig. 5.
Tiempos de operación Los tiempos de operación del interruptor pueden
variar significativamente con el tipo de interruptor, con el tipo de operación y las condiciones ambientales.
FIGURA 5. Diagrama de bl oques ilustrando el algoritmo del método de re-cierre trifásico propuesto
FIGURA 6. Ajustes de los tiempos de operación.
Algunas de las variaciones de l os instantes de operación son predecibles y algunas son puramente estadísticas [8]. Como se muestra en la Fig. 7, el tiempo de re-cierre se expresa como la suma de tres términos:
El tiempo muerto de pr otección Tdead es el intervalo de tiempo entre el instante de la energización del circuito para abrir el interruptor y el primer restablecimiento de la corriente en cualquiera de los contactos de la operación de cierre subsecuente. El periodo ∆TPred es una variación previsible desde la energización de l a bobina de c ierre del interruptor hasta el instante del contacto mecánico. El periodo ∆TStatistic es una v ariación puramente estadística del tiempo de operación.
Para considerar los atrasos adicionales, la señal de re-cierre es reducida a partir del instante Td1 obtenidos con el algoritmo de control principal, mediante
, donde es la media de . De esta forma, el interruptor cierra lo mas proximo posible al instante ideal, conforme mostrado en la Fig.6. Cabe destacar que las proporciones temporales son meramente ilustrativas.
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Ventajas del método propuesto El método propuesto tiene una mayor confiabilidad en
la determinación del primer mínimo del batimiento de la tensión entre los contactos del interruptor, después del tiempo muerto de pr otección. El re-cierre en el primer mínimo significa un menor tiempo de l a línea de transmisión fuera de servicio.
El método se adapta a cualquier grado de compensación en derivación. Para líneas altamente compensadas, el interruptor cerrará en el primer mínimo del batimiento y para líneas poco compensadas el tiempo de re-cierre depende del tiempo muerto de actuación de la protección, siendo su identificación un procedimiento automático.
La identificación del instante óptimo de c ierre es obtenida con varios ciclos de la frecuencia fundamental de antecedencia, lo que permite un ajuste adicional, si es necesario, debido a la dispersión de los polos y las características dieléctricas del interruptor.
Debido a la gran reducción de sobretensiones no es necesario encontrar el cruzamiento por cero de la tensión.
Como la detección del instante óptimo de c ierre es muy rápido, este procedimiento permite tener un amplio margen de tiempo para operar el interruptor. Implementación del controlador en hardware
El controlador fue implementado en un procesador digital de señales (3CP), que a su vez contiene tres procesadores del tipo 21062. Estos procesadores son similares a los utilizados en el simulador RTDS por lo que su interface gráfica (RSCAD) fue utilizada para programar el algoritmo de control utilizando el código del RSCAD.
IV. EVALUACIÓN DEL DESEMPEÑO DEL CONTROLADOR EN UN SIMULADOR DIGITAL EN
TIEMPO REAL Después de las pruebas off-line usando un programa
de simulación de transitorios electromagnéticos (PSCAD/EMTDC) [9], el método propuesto se implementó en hardware físico (controlador), como se menciona en el párrafo anterior. Este hardware fue probado en un simulador digital en tiempo real (RTDS).
El RTDS es un simulador digital de sistemas de potencia con capacidad de operación continua en tiempo real. Su capacidad de interconexión con equipos reales (relés, sistemas de control, etc.) permite la verificación y puesta en funcionamiento de es tos. Este dispositivo funciona como un TNA digital, flexible, preciso y con gran capacidad de representación, utilizando modelos matemáticos, de un s istema eléctrico y de s us equipos asociados [10]. Pruebas del controlador
Para evaluar el desempeño del controlador en tiempo real es necesario hacer una interface entre el controlador y RTDS. Para esto, el sistema de potencia debe ser modelado digitalmente en la estación de trabajo mediante el RSCAD. La ejecución de la
simulación del sistema de pot encia genera señales analógicas del lado de la fuente y del lado de l a línea. Estas señales son captadas por los canales de salidas analógicas del RTDS. Un conversor analógico-digital (OADC) se utiliza para transformar estas señales analógicas en señales digitales las cuales son introducidas al controlador. Después de procesar el algoritmo, en el instante en que el tiempo de re-cierre es identificado por el controlador, un comando es enviado para cerrar el interruptor. La salida del controlador es una señal digital. Para proporcionar esta señal al sistema de potencia en la interface grafica del RTDS se utiliza un sistema de aislamiento óptico denominado MUX Interface Card (IMC). La Fig. 7 muestra un esquema de la interface del controlador con el RTDS.
FIGURA 7 - Configuración de la interface del controlador con el RTDS.
V. ANÁLISIS PARAMÉTRICO DEL MÉTODO DE CONTROL PROPUESTO
El sistema analizado está basado en un sistema de transmisión real de 500 kV y 1052 k m (Fig. 8). Fueron utilizados pararrayos óxido metálico de tensión nominal de 420 kV, instalado en los terminales de las secciones de la línea. El factor de calidad de los reactores de línea y barra es de 400 y de los reactores de neutro es de 40. Los parámetros de la línea fueron calculados para la frecuencia fundamental (60 Hz) y son presentados en la Tabla 1.
La línea se consideró idealmente transpuesta y la dependencia de los parámetros longitudinales con la frecuencia fueron modeladas utilizando el Modelo de Fases de la línea de transmisión.
FIGURA 8. Sistema de transmisión de 500 kV analizado.
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TABLA 1 - Parámetros de la línea de transmisión.
Componentes Longitudinal
(Ώ /km) Transversal (Ώ S/km)
No homopolar 0.0161 + j 0.2734 j 6.0458 Homopolar 0.4352 + j 1.4423 j 3.5237
La Tabla 2 muestra los datos de la compensación en derivación de la línea de transmisión. El esquema de compensación está compuesto por bancos de tres reactores monofasicos (factor de c alidad = 400), conectado a tierra a través de los reactores de neutro de 800 Ω con (factor de calidad = 50).
TABLA 2 - Datos da compensación en derivación
Segmentos de la LT
Long. (km)
Potencia Reactiva (MVAr) Nivel de
compensación Emisor Receptor 1st - (B1- B2) 250 136 200 100 % 2nd - (B2-B3) 320 200 150 70 % 3rd - (B3-B4) 230 150 200 100 % 4th - (B4-B5) 252 200 150 90 %
A. Diversos esquemas de compensación en derivación. Para considerar los efectos de la compensación en
derivación, fueron analizadas las siguientes secciones de la línea:
i. Segmento final de la línea que corresponde a una longitud de 252 km en la dirección de la barra de B4 a B5 incluyendo dos reactores en derivación (90% de compensación).
ii. Segundo segmento de la línea que corresponde a una longitud de 320 k m en dirección de la barra B2 a B3 con dos reactores conectados (70% de compensación).
iii. El mismo segmento final de 252 km entre la barra de B4 y B5 considerado en i), pero esta vez con un solo reactor en derivación conectado (50% compensación). La Fig. 9 muestra los oscilogramas capturados en las
salidas analógicas del RTDS para los tres casos analizados. El interruptor se cierra en el primer, segundo y cuarto mínimo del batimiento. En cada caso, el re-cierre se realiza, teniendo en c uenta un tiempo muerto para la protección de 12 ciclos.
(a) 90% de compensación (b) 70% de compensación
(c) 50% de compensación
FIGURA 8 - Tensiones entre los contactos del interruptor utilizando el controlador para el re-cierre trifásico.
La Tabla 3 muestra la diferencia entre la tensión máxima y la tensión en la región del mínimo del batimiento entre los contactos del interruptor. Esta diferencia permite observar la ventaja de efectuar el re-cierre en la región del mínimo.
TABLA 3. Máxima tensión entre los contactos del interruptor Grado de
compensación Tensión en la región de máximo del batimiento
Tensión en la región de mínimo del batimiento
90 % 780 kV (1º máximo) 125 kV (1º mínimo) 70 % 840 kV (2º máximo) 160 kV (2º mínimo) 50 % 900 kV (4º máximo) 330 kV (4º mínimo)
B. Influencia de la compensación serie Para las líneas de transmisión muy largas, además
de la compensación en derivación se utilizan capacitores en serie para aumentar la capacidad de transmisión, reducen las pérdidas del sistema y mejoran el perfil de voltaje de la línea de transmisión. La tabla 4 muestra los datos de la compensación serie impuestas para análisis en la línea de transmisión.
TABLA 4. Datos de la compensación serie.
Capacitor Serie Longitud de TL Grado de Compensación |XC|
900 (km) 50 (%) 95.432 (Ω)
La Figura 6 muestra la comparación entre una línea de transmisión con 90 % de compensación en derivación y otra línea de t ransmisión con 90 % de compensación en derivación más 50% de compensación serie.
Las simulaciones realizadas en el programa PSCAD/EMTDC demuestran que los batimientos de l a tensión entre los contactos del interruptor para ambos casos son muy similares, por lo que es posible concluir que la compensación serie no interfiere con el funcionamiento del método.
(s) 0.500 0.550 0.600 0.650 0.700
-800
-600
-400
-200
0
200
400
600
800
(kV)
LT with shunt compensation LT with shunt + series compensation
Figura 9 – Comparación LT con compensación en derivación vs. LT con compensación en derivación + compensación serie.
C. Influencia de la transposición En la sección 5.A, el desempeño del método de
conmutación controlada propuesto fue evaluado utilizando líneas de transmisión perfectamente transpuestas. Por esta razón, aumenta la eficacia del método ya que l os parámetros de secuencia positiva y negativa de la línea son los mismos. Por consiguiente, para una línea de t ransmisión compensada, la tensión luego de l a desenergización muestra principalmente un componente de frecuencia, asociado a los parámetros de secuencia positiva.
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Sin embargo, en la práctica, las líneas no son idealmente transpuestas, es decir, la línea no es balanceada para todas las frecuencias envueltas en el transitorio electromagnético. Para señales de alta frecuencia las longitudes no son mucho mayores que el ciclo de la transposición por lo que la transposición de la línea debe estar adecuadamente representada.
En este caso fue analizado un esquema de transposición 1/6 - 1/3 - 1/3 - 1/6 (con tres torres de transposición). Para determinar la influencia de la transposición, la línea de transmisión fue modelada de la siguiente manera: idealmente transpuesta y sin esquema de transposición.
El segundo segmento del sistema de pot encia en estudio fue utilizado para el análisis. La figura 10 muestra la tensión entre los polos del interruptor cuando el método se aplica a una línea idealmente transpuesta y a una línea con un es quema de t ransposición de 1/6 - 1/3 - 1/3 - 1/6. El comportamiento de las dos formas de onda son muy similares, por lo que se puede c oncluir que la el método funciona satisfactoriamente para ambos casos.
(s) 0.400 0.450 0.500 0.550 0.600
-1.0k
-0.8k
-0.5k
-0.3k
0.0
0.3k
0.5k
0.8k
1.0k
(kV)
LT perfectly transposed LT with transposition scheme
Figura 10 – Comparación LT perfectamente transpuesta vs. LT con esquema de compensación 1/6 - 1/3 - 1/3 - 1/6.
D. Comparación de los diferentes métodos de control Las siguientes situaciones fueron comparadas:
1) Ningún método para limitar las sobretensiones. 2) Uso de la resistencia de pre-inserción. 3) Uso del método de control existente. 4) Uso del método de control propuesto.
En la simulación del caso 1) ningún método se ha utilizado para limitar las sobretensiones, o s ea, se ha utilizado solamente pararrayos con tensión nominal de 420 kV localizada en las terminales de la línea. El tiempo muerto considerado fue de 500 m s (los valores típicos para las líneas de t ransmisión de 500 k V están en el rango de 500 a 1100 ms).
La simulación del caso 2) reproduce el uso de l a resistencia de pre-inserción. En este estudio, una resistencia de 400 Ω existentes fue simulada, con un tiempo de inserción de 8 ms.
En el caso 3) fue simulado el método existente de re-cierre trifásico. El interruptor debe ser cerrado en el cruzamiento por cero del segundo, tercero y quinto mínimo de la tensión entre los polos del interruptor para las líneas con 90, 70 y 50% de c ompensación en derivación, respectivamente. Este instante de re-cierre es ideal, ya que el método puede presentar dificultades para encontrar la exacta periodicidad.
En la simulación del caso 4) aplicando el método propuesto el interruptor fue cerrado en el primer, segundo y cuarto mínimo del batimiento de l a tensión entre los contactos del interruptor para líneas con 90, 70 y 50% de compensación en derivación, respectivamente.
La Fig. 11 (a) – (c) muestra el perfil de sobretensión para estos tres casos, incluyendo el método propuesto, así como de los enfoques alternativos arriba estudiados. Las sobretensiones se trazan en función de l a longitud de la línea, a par tir de la terminal emisor (0%) hasta el terminal receptor (100%). El método propuesto presenta una ligera disminución de sobretensiones en comparación con el método existente, pero significativamente menor en comparación con resistor de pre-inserción.
a) 90 % compensación.
b) 70 % compensación
c) 50 % compensación
FIGURA. 11. Perfil de s obretensiones a l o largo de l a línea de transmisión.
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TABLA 5 – MÁXIMA TENSIÓN EN EL TERMINAL RECEPTOR DE LA LINEA
90 % de compensación 70 % de compensación 50 % de compensación Tensión en el terminal de la
línea (pu)
Tiempo de re-cierre
(ms)
Tensión en el terminal de la
línea (pu)
Tiempo de re-cierre
(ms)
Tensión en el terminal de la
línea (pu)
Tiempo de re-cierre
(ms) Ningún método de control 1.80 500 1.94 500 1.91 500 Resistor de pre-inserción 1.53 500 1.42 500 1.85 500 Método existente 1.25 740 1.28 350 1.61 297 Método propuesto 1.24 360 1.15 230 1.59 239
La Tabla 5 r esume los resultados de las simulaciones, incluido el tiempo de r econexión. Cabe señalar que la utilización del método propuesto, el resultado de las sobretensiones aun siendo ligeramente inferior a la del método existente, tiene la ventaja de la reducción del tiempo de re-cierre. Debe tenerse en cuenta que el método actual fue modelado idealmente y los resultados son optimistas comparados con los presentados en la referencia [5-Parte II] (alrededor de 800 ms en lugar de 297 ms, de la Tabla 5). Esto se debe sobre todo a los bajos niveles de compensación, donde la tensión entre los contactos del interruptor tiene batimientos muy poco pronunciados e incluso puede haber ciertos períodos de t iempo donde no hay cruzamiento por cero, lo que dificulta al método existente identificar el instante ideal para re-cerrar en el menor tiempo posible.
VI. CONCLUSIONES Fue desarrollado un nuevo método para re-cierre
trifásico de líneas de transmisión luego de una falla externa. El método propuesto fue implementado en hardware físico, y s u operación con suceso fue confirmada mediante un Simulador Digital en T iempo Real.
El controlador es capaz de reducir las sobretensiones de conmutación provenientes del re-cierre trifásico garantizando el menor tiempo posible antes del re-cierre, reduciendo así el tiempo interrupción del suministro de energía.
En comparación con los métodos actualmente en uso, el controlador presenta una mayor confiabilidad en la determinación del primer mínimo del batimiento siendo independiente del cruzamiento por cero de la tensión y teniendo un amplio margen de tiempo para operar el interruptor
El análisis paramétrico demuestra que el método propuesto funciona satisfactoriamente con diversos esquemas de compensación en derivación. La compensación serie y la transposición de la línea no influyen en el funcionamiento del método.
El control adaptativo desarrollado para el re-cierre trifásico de líneas de t ransmisión puede eliminar la necesidad de resistencias de pr e-inserción, reduciendo los costos de los interruptores. Como consecuencia, el re-cierre controlado puede proporcionar un aum ento de la vida útil de los equipamientos y la mejoría de la calidad en el abastecimiento de energía.
VII. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS [1] C. Legate, J. H. Brunke, J. J. Ray, and E. J. Yasuda,
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PATRICIA MESTAS VALERO ING. MECANICO-ELETRICISTA
CIP 62287
