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Agosto de 2016
Aula prática: Campo magnético
Por Rodrigo Moreira, Diogo Souza, Hélder de Paula, Vítor da Costa, Ivan Lopes, Wallace Boaventura, José Paulino e Glássio Miranda*
Avaliação experimental do impacto térmico de técnicas de mitigação do campo magnético produzido por linhas de distribuição subterrâneas.
A crescente demanda de energia elétrica nos centros urbanos acarreta o aumento de linhas de transmissão e distribuição de energia elétrica nesses locais e, com elas, o aumento do campo magnético em baixa frequência. Da mesma forma, mostra-se igualmente crescente a preocupação quanto aos possíveis problemas causados por estes campos, sendo dois deles considerados de maior importância: as interferências eletromagnéticas causadas em equipamentos eletrônicos e os efeitos nocivos à saúde humana. Neste contexto, as normas e as legislações dos valores limites da exposição do campo magnético à população tendem a se tornar cada vez mais restritivas. No presente, uma das principais fontes de campo magnético de baixa frequência são as linhas de distribuição e transmissão subterrâneas. Isso ocorre porque o sistema subterrâneo, devido à proximidade com a superfície do solo, produz maiores intensidades de densidade de fluxo magnético quando comparado ao sistema aéreo. Logo, para algumas situações, torna-se necessária a utilização de técnicas de mitigação do campo para a adequação à legislação vigente.
Dessa maneira, diversas alternativas de blindagem do campo magnético gerado por linhas subterrâneas vêm sendo estudadas nos últimos anos, dentre as quais destacam-se a utilização de chapas, dutos, canaletas ou cabos adicionais (loops). Uma revisão criteriosa a respeito dessas diferentes técnicas de mitigação é encontrada em (2).
Contudo, a instalação desses equipamentos nas proximidades das linhas pode influenciar a distribuição de temperatura nas vizinhanças dos condutores das fases, além de adicionar novas fontes de calor, em função das perdas por efeito Joule e/ou magnéticas que ocorrem nesses dispositivos. Isso pode promover uma elevação adicional na temperatura dos condutores da linha, reduzindo, assim, a máxima corrente que pode fluir pela mesma.
Logo, para se determinar a técnica a ser empregada na blindagem do campo magnético, é preciso realizar também um estudo detalhado sobre o impacto causado na ampacidade no sistema.
Neste âmbito, vem sendo desenvolvido o Projeto de P&D Cemig/Aneel D-318, intitulado “Linhas de distribuição subterrânea: soluções para mitigação de interferências eletromagnéticas e monitoramento da integridade do isolamento, sem comprometimento da capacidade de transmissão de energia”. O projeto é uma parceria entre a Universidade Federal de Minas Gerais (UFMG) e a Cemig Distribuição S.A. (Cemig-D). Ao longo do desenvolvimento desse projeto, que ainda se encontra em andamento, um primeiro trabalho foi publicado apresentando medições de campo magnético numa linha de transmissão subterrânea, mais especificamente na região de uma caixa de emendas, em um trecho regular e também na entrada da subestação (3). Posteriormente, foi desenvolvida uma metodologia de simulação, baseada no método de elementos finitos, para o cálculo da eficiência de diferentes tipos de blindagem, tais como configurações abertas de chapas de aço (chapa plana, em “U” invertido e em “H”). Prosseguindo com os estudos, protótipos foram construídos tendo como base os resultados de simulação obtidos, realizando-se então análises experimentais da blindagem do campo magnético através de loops passivos e de chapas de aço. Neste contexto, o objetivo do presente trabalho é apresentar um estudo sobre o impacto térmico da presença de diferentes técnicas de mitigação do campo magnético gerado por linhas subterrâneas, avaliando-se a possível limitação da capacidade de transmissão de corrente da linha.
A partir de um protótipo construído especialmente para este propósito, o qual conta com trechos típicos de linhas de transmissão subterrâneas acompanhados de diferentes tipos de blindagem, os valores do campo magnético foram medidos em cada trecho da linha, obtendo-se, assim, os níveis de atenuação de campo correspondentes a cada técnica utilizada. Para a determinação da perda de ampacidade dos condutores, mediu-se a temperatura nos trechos de linha com o auxílio de termopares instalados nos cabos e em diferentes profundidades na vala, tendo sido registradas as temperaturas no condutor (em dois pontos distintos da linha), na blindagem metálica do cabo, em sua capa externa e no solo. Dessa forma, os resultados obtidos permitem a avaliação da eficiência das diferentes técnicas de blindagem implementadas, possibilitando a escolha da melhor alternativa de mitigação a ser aplicada em uma determinada situação. A solução a ser escolhida para uma determinada aplicação deve atingir os níveis desejados de atenuação do campo e, ao mesmo tempo, comprometer de maneira mínima a capacidade de transmissão de corrente da linha.
Arranjo experimental
Um campo de testes foi construído no campus da UFMG, junto ao Laboratório de Extra Alta Tensão, sendo formado por quatro circuitos trifásicos compostos por cabos de alta tensão (138 kV e 800 mm2 Al/XLPE) de 10 metros de comprimento, curto-circuitados e enterrados a 1,50 metros de profundidade, sendo três deles dispostos em uma configuração planar horizontal e, o outro, em arranjo triangular. Três diferentes técnicas de mitigação de campo magnético foram implementadas e comparadas. No primeiro circuito, tomado como referência, nenhum sistema de blindagem foi instalado. Uma das técnicas implementadas foi a compensação por loops passivos. Para isto, os mesmos foram magneticamente acoplados ao cabo de alta tensão, com o auxílio de transformadores de corrente (maiores detalhes sobre essa técnica são apresentados na sequência), circuito 2. No circuito 3 foi implementada a blindagem aberta por chapas de aço, sendo empregada a configuração das chapas em “H”. No quarto circuito foi instalado um sistema de blindagem utilizando uma canaleta de aço fechada especialmente projetada para este fim. As Figuras 1 a 3 apresentam, respectivamente, uma visão geral do arranjo, os respectivos cortes transversais das valas e fotos de diferentes etapas da obra.
Figura 1 – Disposição dos quatro circuitos investigados no arranjo experimental.
Figura 2 – Desenho dos trechos do protótipo experimental: (a) Chapa em “H”; (b) Loops passivos de alto acoplamento; (c) Canaleta fechada e (d) Circuito de referência.
Figura 3 – Fotos da construção do campo de testes e do protótipo experimental: (a) Valas dos trechos de linhas subterrâneas; (b) Transformadores de energização do circuito; (c) Cabos dispostos na vala; (d) Chapa em “H”; (e) Canaleta de aço fechada enterrada.
A técnica de compensação por loops passivos baseia-se na instalação, ao lado do circuito principal da linha, de condutores curto-circuitados nos quais circula, por indução, a partir da Lei de Lenz, uma corrente que cria um campo magnético contrário à variação do campo incidente no loop (Figura 4a). Quanto maior a corrente induzida nos loops, maior é o efeito de blindagem resultante. Por outro lado, a corrente que circula nos cabos do sistema de compensação provoca uma elevação da temperatura nas suas vizinhanças, reduzindo a ampacidade da linha. Para diminuir este efeito, é possível utilizar um sistema de compensação em que os loops fiquem mais afastados dos cabos da linha. Isso pode ser conseguido com a técnica denominada loops de alto acoplamento utilizada neste trabalho. Ela consiste na utilização de transformadores de corrente especialmente projetados para aumentar o acoplamento entre os circuitos, mesmo que fisicamente mais distantes. A Figura 4b ilustra um diagrama esquemático do arranjo, enquanto que uma fotografia da montagem realizada é mostrada na Figura 4c.
Figura 4 – Loops de alto acoplamento: (a) Representação esquemática; (b) Diagrama do arranjo com distância (H) entre os loops e os cabos; (c) Fotografia da montagem realizada.
Medições de campo magnético
Primeiramente, são apresentados os resultados experimentais dos níveis de atenuação de campo magnético correspondentes a cada técnica utilizada. Nesta primeira etapa, cada trecho da linha foi energizado de forma a se obter a circulação de aproximadamente 500A em cada fase, que corresponde a uma potência de 120 MVA em um circuito de 138 kV. As medições do campo magnético foram realizadas conforme o protocolo de medição elaborado em uma etapa anterior do Projeto P&D – D318. Tais valores foram obtidos com o auxílio de um medidor de campo magnético. Dessa forma, foi possível a determinação do nível de atenuação do campo, denominado de Fator de Redução (FR). Esse parâmetro é calculado pela razão entre os valores máximos da indução magnética na ausência (B0) e na presença do sistema de blindagem (BM), ou seja:
Devido à não existência de um circuito de referência com arranjo triangular, foi necessária a determinação do campo magnético gerado por esse arranjo sem a presença de blindagem. Para isso, foi simulado o circuito em trifólio com o auxílio da metodologia de cálculo apresentada em (4). Logo, a partir desse cálculo, tornou-se possível a determinação do fator de redução da canaleta. A Figura 5 apresenta os fatores de redução obtidos na medição para as seguintes técnicas de blindagem: chapa em “H”, loops passivos de alto acoplamento e canaleta fechada.
Figura 5 – Fatores de redução medidos para as seguintes alternativas de redução do campo: chapa em “H”, loops passivos de alto acoplamento e canaleta.
Dentre as alternativas estudadas, a canaleta de aço fechada apresentou os maiores níveis de atenuação de campo, resultando, assim, em um FR medido de 8,6. Essa maior eficiência se deve ao fato de que configurações fechadas proporcionam maiores níveis de atenuação do que as configurações abertas condutivas, como pode ser observado na configuração de blindagem com chapa em “H” (3,1). A blindagem por loops passivos de alto acoplamento também apresentou um FR bem satisfatório, próximo de 5,7. Essa atenuação se deve ao fato do acoplamento magnético dos loops com as fases ter sido de aproximadamente 86%, resultando em correntes de compensação nos loops de 430 A.
Medições de temperatura
A análise do impacto térmico proporcionado pelos sistemas de blindagem foi realizada a partir da medição da temperatura nos quatro trechos de linha. Para isso, a partir de termopares instalados nos cabos subterrâneos, mediu-se a temperatura nos condutores e no solo no entorno da montagem. A Figura 6a mostra o desenho esquemático do sistema de monitoramento da temperatura utilizado em todos os trechos, ao passo que a Figura 6b ilustra o corte transversal da disposição dos termopares.
Figura 6 – Sistema de monitoramento da temperatura: (a) Desenho esquemático da posição dos termopares presentes em cada trecho; (b) Corte transversal da posição dos termopares.
Nesta etapa, cada um dos trechos do protótipo experimental foi energizado, durante sete horas, mantendo a corrente na linha em 500 A. Dessa forma, foi medido o aquecimento nos três condutores “fases” de cada trecho e a temperatura ambiente do solo durante todo o processo. A Figura 7 apresenta as temperaturas obtidas pelos termopares durante a medição nos quatro trechos: circuito de referência, chapa em “H”, loops passivos de alto acoplamento e canaleta fechada. Os condutores são identificados na Figura 7 conforme a disposição dos circuitos apresentados na Figura 2.
Figura 7 – Gráficos das medições de temperaturas nos condutores e no solo: (a) Circuito com a chapa em “H”; (b) Circuito com os loops passivos de alto acoplamento; (c) Circuito com a canaleta fechada; (d) Circuito de referência.
As perdas por efeito Joule nos condutores são as principais fontes de aquecimento dos cabos, como pode ser observado na Figura 7. Nas configurações onde as fases foram dispostas no arranjo planar (referência, chapa em “H” e loops passivos de alto acoplamento), o condutor central apresentou a maior elevação de temperatura em relação aos outros, uma vez que esse é o condutor que possui a menor distância entre as fases. Para o caso do arranjo triangular utilizado na canaleta, esse comportamento térmico não foi observado, devido aos cabos “fase” estarem equidistantes. Contudo, pequenas variações nas correntes injetadas nas fases proporcionam níveis de aquecimentos distintos nos condutores.
Outro aspecto importante que deve ser ressaltado diz respeito ao fato do circuito térmico não ter alcançado o regime permanente ao final das sete horas de ensaio. Contudo, para efeito de comparação dos resultados apresentados, foi adotado um mesmo intervalo de tempo para todos os ensaios analisados.
Para a comparação do impacto térmico proporcionado por cada uma das blindagens, foram determinadas as elevações de temperatura de cada um dos quatro trechos analisados. Foi convencionada a maior elevação de temperatura de um dos condutores de cada circuito para se definir o ponto mais crítico de aquecimento. A Figura 8 apresenta a comparação dessas curvas.
Figura 8 – Gráfico da medição da elevação da temperatura média nos condutores para os diferentes trechos do protótipo: referência, loops passivos de alto acoplamento, chapa em “H” e canaleta fechada.
Como esperado, a inserção de equipamentos nas proximidades das linhas influencia a distribuição de temperatura e adiciona novas fontes de calor, proporcionado assim, elevações de temperaturas adicionais nos condutores da linha. Tal comportamento é observado na Figura 8, em que as três alternativas de blindagem apresentam temperaturas nos condutores maiores do que a do circuito de referência. O sistema que apresentou a maior elevação de temperatura foi aquele da canaleta de aço fechada, com aumento superior a 8 °C. A disposição da linha empregada no interior da canaleta é a triangular isósceles (trifólio), ou seja, o espaçamento entre as fases é menor que aqueles existentes nos arranjos planares dos demais sistemas (próximo de 30 centímetros). Além disso, temos que as blindagens condutivas fechadas apresentam uma elevação de temperatura maior do que outras técnicas de blindagem (10). A Figura 9 mostra a elevação de temperatura final em cada um dos circuitos ensaiados do protótipo experimental.
Figura 9 – Elevação de temperatura medida nos condutores dos circuitos: referência, loops passivos de alto acoplamento, chapa em “H” e canaleta fechada.
Conclusão
O trabalho apresentou um estudo experimental a respeito do impacto térmico causado pela aplicação de blindagens nas linhas subterrâneas, tendo sido analisadas as seguintes alternativas: chapa de aço em “H”, loops passivos de alto acoplamento, e canaleta de aço fechada. Foram apresentadas medições do fator de redução de campo e da elevação da temperatura nos condutores. Dessa forma, foi possível a avaliação do nível de atenuação do campo magnético e do impacto térmico proporcionado por cada alternativa de mitigação.
Dentre as técnicas estudadas, a canaleta fechada apresentou o maior fator de redução do campo magnético (8,6). Logo, essa alternativa se torna mais recomendada para as situações nas quais maiores atenuações do campo devem ser obtidas. A técnica dos loops passivos com alto acoplamento apresentou um fator de redução 84% maior do que aquele observado para a chapa em “H”, mostrando-se uma solução bastante eficiente. Contudo, a presença das blindagens proporcionou um aquecimento adicional aos cabos, como esperado. No circuito com a canaleta fechada, a temperatura do condutor mostrou uma elevação de 3,2 °C em relação ao circuito de referência. No caso das outras técnicas de mitigação, o aquecimento do condutor foi menor do que 1 °C em relação ao circuito de referência. Logo, a canaleta apresenta o maior nível de atenuação do campo, embora implique no maior impacto térmico na linha. Em termos dos aspectos estudados nesse trabalho, a alternativa dos loops mostra uma melhor relação de compromisso comparativamente à chapa em “H”, em virtude de proporcionar uma maior atenuação do campo com um aquecimento equivalente da linha.
A título de informação, vale ressaltar que estudos mais abrangentes referentes aos impactos térmicos proporcionados por arranjos de blindagens vêm sendo realizados no protótipo experimental, objetivando analisar os impactos causados por níveis mais elevados de corrente na linha e maior tempo de duração dos ensaios. Os resultados desses estudos serão reportados em trabalhos futuros.
Referências
*Rodrigo Otávio Carneiro Moreira é engenheiro eletricista, com especialização em Gestão Estratégica e em Engenharia de Sistemas Elétricos de Potência (2005), e Mestrado (2011) todos pela UFMG. É engenheiro de projetos de sistemas elétricos da Cemig Distribuição.
Diogo Sampaio C. Souza é engenheiro eletricista e mestrando da Pós-Graduação em Engenharia Elétrica. Atua na área de Engenharia Elétrica com ênfase em alta tensão e compatibilidade eletromagnética.
Ivan José da Silva Lopes é engenheiro eletricista, mestre em engenharia elétrica e Ph.D. em engenharia elétrica e de computação pela University of Waterloo, Canadá. É professor do Departamento de Engenharia Elétrica da UFMG, desde 1992.
Wallace do Couto Boaventura é engenheiro eletricista, mestre e doutor em engenharia elétrica. É professor do Departamento de Engenharia Elétrica da UFMG desde 1992.
José Osvaldo Saldanha Paulino é engenheiro eletricista, mestre e doutor em engenharia elétrica. É professor associado IV da Universidade Federal de Minas Gerais. É bolsista de produtividade em desenvolvimento tecnológico e extensão inovadora nível 2 do CNPq.
Wallace do Couto Boaventura é engenheiro eletricista, mestre e doutor em engenharia elétrica. É professor do Departamento de Engenharia Elétrica da UFMG desde 1992.
Hélder de Paula é engenheiro eletricista, mestre e doutor em engenharia elétrica. Desde 2006 integra o Departamento de Engenharia Elétrica da Universidade Federal de Minas Gerais, tendo como áreas de atuação compatibilidade eletromagnética, modelagem de equipamentos para fenômenos transitórios/alta frequência e acionamentos industriais.
Ivan José da Silva Lopes é engenheiro eletricista, mestre em engenharia elétrica. Recebeu o título de Ph.D. em Engenharia Elétrica e de Computação pela University of Waterloo, Canadá. É professor do Departamento de Engenharia Elétrica da UFMG, desde 1992.
Glássio Costa de Miranda é engenheiro eletricista, mestre e doutor em engenharia elétrica. É professor associado IV da Universidade Federal de Minas Gerais e coordenador do laboratório de compatibilidade eletromagnética da EE-UFMG.
