5.4 CÁLCULOS
TÉRMICOS DE
UNA LAT
SUBTERRANEA
SOTERRAMIENTO PARCIAL DE
LA LÍNEA ELÉCTRICA DC 132 kV
“CASILLAS - PUENTE NUEVO” Y
“LANCHA - RIVERO”
Manuel Sánchez Tenorio
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INDICE
1 METODOLOGÍA PARA EL CALCULO DE LA CAPACIDAD DE TRANSPORTE NOMINAL ............................................................... 2
2 MARCO TEÓRICO ........................................................................ 5
2.1 MODELO MATEMÁTICO DE LA TRANSMISIÓN DE CALOR POR CONDUCCIÓN ............................................................................ 5
3 MODELADO TÉRMICO DE LA INSTALACIÓN .................................... 13
3.1 PARÁMETROS DE LA LÍNEA .......................................................... 14
3.2 PARÁMETROS DEL CONDUCTOR ................................................... 15
3.3 PARÁMETROS DE LA INSTALACIÓN ............................................... 16
3.3.1 Parametros del Terreno ............................................................... 16
3.3.2 Parámetros del encofrado de Hormigón ......................................... 17
3.3.3 Parámetros del tubo contenedor del cable. ..................................... 17
4 RESULTADOS DEL MODELO TÉRMICO ........................................... 19
5 CONCLUSIÓN ............................................................................. 24
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1 METODOLOGÍA PARA EL CÁLCULO DE LA CAPACIDAD DE TRANSPORTE NOMINAL
En el anexo de cálculos eléctricos se ha explicado la metodología que se
utiliza normalmente para calcular la capacidad de transporte nominal de las
líneas eléctricas subterráneas de alta tensión.
Esta metodología, que está recogida en las Normas UNE 21144, utiliza
un modelo discreto de la instalación, basado en la analogía eléctrica de las
ecuaciones de Fourier. La analogía considera cada una de las capas que
separan al conductor del exterior como una resistencia térmica, y calcula la
intensidad máxima admisible del conductor, en función de las resistencias
térmicas que tiene que atravesar el calor generado en el cable para llegar al
medio ambiente.
Como consecuencia, la precisión de la metodología utilizada en las
Normas UNE depende fundamentalmente del cálculo de las resistencias
térmicas. A su vez, el cálculo de las resistencias térmicas depende del medio
o material del que se compone cada capa. En el caso de medios en los que
la transmisión de calor se realiza mediante convección (como es el caso de
galerías o tubos sin relleno), el cálculo de las resistencias térmicas
correspondientes se realiza mediante fórmulas empíricas. Sin embargo,
cuando la transmisión de calor se realiza por radiación, las fórmulas
empleadas se basan en el cálculo de factores de forma. La utilización de los
factores de forma implica una serie de simplificaciones, tales como
considerar isotermas y sin generación interna de calor las diferentes capas
en las que se modelan las resistencias.
Por lo tanto, el empleo del modelo de radiación basado en resistencias
térmicas implica una pérdida de precisión en los resultados, lo que conlleva
un cálculo inexacto de la capacidad de transporte de las instalaciones.
Además, el empleo de resistencias térmicas dificulta el modelado de la
influencia que tienen las pérdidas de una determinada fase en la
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temperatura de otras fases y de otras líneas.
Con el fin de llevar a cabo un estudio más exacto de la capacidad de
transporte de las líneas subterráneas, en este proyecto se ha utilizado la
ayuda de un programa informático que calcula la transferencia térmica
mediante elementos finitos, la cual presenta ventajas con respecto a la
metodología utilizada en las Normas UNE.
La metodología utilizada por el programa, se basa en modelos continuos
de conducción que consideran la distribución real de temperaturas en toda la
instalación. Para los modelos de no-conducción se calcula la correspondiente
conductividad térmica equivalente, a partir de la resistencia térmica
especificada por la norma, para después aplicar los modelos de conducción
equivalentes. La distribución total de temperaturas se obtiene como
superposición de las distribuciones parciales debidas a cada una de las fases
de cada una de las líneas que forman la instalación subterránea, obteniendo
así un modelo más preciso de interacción térmica entre las diferentes fases
de las diferentes líneas que componen la instalación.
Aunque las pérdidas de potencia en los conductores son la principal
fuente de calor de las instalaciones eléctricas, también son relevantes las
pérdidas de potencia que aparecen en las pantallas de los cables. Estas
pérdidas de potencia en las pantallas se deben a las corrientes inducidas en
las pantallas como consecuencia del acoplamiento electromagnético entre
conductores y pantallas, y dependen en gran medida del tipo de puesta a
tierra que se utilice en la instalación. Las Normas UNE evalúan las pérdidas
en una pantalla mediante un coeficiente que multiplica a las pérdidas en el
conductor correspondiente, sin tener en cuenta la influencia de las corrientes
que circulan por el resto de los conductores. El programa informático emplea
modelos eléctricos reales que evalúan la relación existente entre las
corrientes de los diferentes conductores y las que se inducen en las
diferentes pantallas por acoplamiento electromagnético. Además estos
modelos tienen en cuenta los diferentes tipos de puesta a tierra empleados
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en la instalación eléctrica.
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2 MARCO TEÓRICO
2.1 MODELO MATEMÁTICO DE LA TRANSMISIÓN DE CALOR POR CONDUCCIÓN
A continuación se explican los modelos matemáticos de transmisión de
calor por conducción en medios continuos utilizados por el programa.
Distribuciones de temperatura por conducción en medios continuos.
La conducción estacionaría se basa en dos ecuaciones fundamentales:
1- Ecuación de balance de energías:
∇ ∙ = 2- Ley de Fourier:
= − · ∇T
donde:
q es el flujo vectorial de calor por unidad de área
qv es la densidad volumétrica de generación interna de calor
T es la temperatura
K es la conductividad térmica del medio
La combinación de ambas ecuaciones tiene como resultado la ecuación
de Poisson:
∇2T = −
La ecuación de Poisson define la distribución estacionaría de
temperaturas en un medio, considerando generación interna de calor, donde
la transmisión del flujo calorífico se produce por conducción. Ésta constituye
una ecuación diferencial de segundo orden en derivadas parciales.
En el caso concreto de los modelos de distribución de temperaturas
considerados en este proyecto, la ecuación de Poisson se puede resolver de
forma analítica empleando un sistema de coordenadas cilíndricas,
considerando que no existe flujo de calor en una determinada dirección
principal de dicho sistema de coordenadas.
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Así, si se considera el elemento diferencial de volumen de la ilustración
1, en coordenadas cilíndricas, y el balance de energías que se presenta
cuando solo existe flujo de calor radial:
Ilustración 1. Elemento diferencial en coordenadas cilíndricas
Haciendo el balance correspondiente de energías en el elemento
diferencial, se obtiene la siguiente ecuación:
· · = · · · · Desarrollando la ecuación, simplificando y despreciando infinitésimos de
orden superior, se alcanza la siguiente ecuación de equilibrio:
· · = · · La resolución de esta ecuación diferencial abarca dos casos
cualitativamente diferentes: distribución de temperaturas debida a
generación interna de calor en la corona, y distribución de temperaturas
debida a aporte externo de calor desde el interior de la corona. Ambos casos
implican diferentes condiciones de contorno. Además, se puede considerar
un tercer modelo de distribución, correspondiente a una fuente de calor
circular enterrada en un medio semi-infinito. Como se verá más adelante,
este tercer modelo se puede obtener a partir de los anteriores. A
continuación se desarrollan estos tres tipos de distribuciones.
Distribución de temperaturas en una corona de radios ra < rb debida a
generación interna de calor qv.
La condición de contorno que competa la ecuación diferencial consiste
en asumir como nulo el flujo de calor q en el interior de la corona, puesto
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que también lo es el aporte externo de calor desde el interior de la corona Q.
Esto es:
= 0
Resolviendo la ecuación diferencial con esta condición de contorno, se
obtiene la siguiente distribución radial de flujo de calor a lo largo de la
corona:
= 2 · − ; < < Con la distribución de flujo de calor obtenida, suponiendo una
temperatura Tb en el perímetro exterior de la corona y aplicando la ley de
Fourier para la conducción, se obtiene la distribución radial de temperaturas
a lo largo de la corona:
= − · → − = · ·
Y resolviendo la ecuación queda:
= 2 · − 2 − · ln " #$ ; < <
Como caso particular de este, se obtiene las distribuciones radiales de
flujo de calor y de temperatura a lo largo de un disco, debidas a generación
interna qv de calor. Para ello, tan sólo es necesario hacer 0 el radio interno
ra de la corona. Esto es:
= 2 · ; 0 < < = 4 · − ; 0 < <
Distribución de temperaturas en una corona de radios ra<rb debida a
aporte externo de calor Q desde el interior de la corona.
En primer lugar, es importante indicar que, asumida nula la generación
interna qv de calor en la corona, la ecuación de balance de energías se
simplifica:
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· · = 0
En este caso, la condición de contorno que competa la ecuación
diferencial consiste en este caso en fijar un flujo de calor q en el interior de
la corona que es función del aporte externo de calor Q que se realiza desde
el interior de la corona. Esto es:
2&
Resolviendo la ecuación diferencial con la condición de contorno, se
obtiene la siguiente distribución radial de flujo de calor a lo largo de la
corona:
2& ;
Con la distribución de flujos de calor obtenida, suponiendo una
temperatura Tb en el perímetro exterior de la corona y aplicando la ley de
Fourier para la conducción, se obtiene la distribución radial de temperaturas
a lo largo de la corona:
→
Distribución de temperaturas en medio semi-infinito debida a fuente de
calor circular inmersa en dicho medio.
Suponiendo un medio semi-infinito en el que se haya una fuente de
calor circular de radio r0 y que se encuentra fijado en su frontera a una
temperatura ambiente T∞:
Ilustración 2.Fuente de calor soterrada en un medio semi-infinito.
Si a esta configuración se le resta la temperatura ambiente T∞, se
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puede descomponer en dos configuraciones anti-simétricas:
Ilustración 3. Descomposición por imágenes de la fuente de calor soterrada en un medio semi-
infinito.
La primera configuración de esta descomposición es similar a la original,
excepto en el hecho de que el terreno se extiende hasta el infinito en todas
direcciones. La segunda configuración, anti-simétrica de la primera,
representa también un terreno que se extiende hasta el infinito en todas
direcciones. Además, esta segunda configuración presenta una fuente de
calor en una posición simétrica a la de la fuente original con respecto de la
línea de suelo. Esta fuente simétrica se caracteriza por tener un valor de
generación de calor igual a la original, pero cambiada de signo, esto es, -Q.
Así, la temperatura de un punto (x,y) del terreno puede descomponerse
en tres sumandos:
', ) * +', ) ,', ) Las funciones TA y TB se obtienen aplicando la distribución de
temperaturas en corona de radios ra<rb debida a aporte externo de calor
desde el interior de la corona, desarrollada en el anterior apartado. Para ello,
tan sólo es necesario realizar las siguientes sustituciones:
- 0;. ∞; . 0 donde
r∞ representa un radio ficticio que tiende a infinito.
Aplicando estos cambios, se obtiene:
', ) * 2& ln "* #
2& ln 0*1′3
Manipulando esta expresión, asumiendo que los radios ficticios r∞ y r’∞
se anulan mutuamente en el infinito, y sustituyendo r y r’ por sus
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expresiones en coordenadas cartesianas, se obtiene:
', ) = * 2& · · ln 45' ) − 265' ) 7
Temperatura en un determinado punto de la instalación.
A partir de los modelos matemáticos desarrollados, teniendo en cuenta
todas las fuentes de calor que existen en una instalación eléctrica (que se
han visto en el ANEXO 2 del presente proyecto) se puede obtener la
temperatura de un determinado punto de la instalación mediante
superposición del efecto de cada una de las fuentes de calor en dicha
temperatura.
La temperatura en cualquier punto de la instalación es la superposición,
en dicho punto, del efecto térmico de:
• Las pérdidas en los conductores de cada fase de cada línea.
• Las pérdidas en las pantallas de cada fase de cada línea.
• Las pérdidas en los aislamientos de cada fase de cada línea.
• Las pérdidas de las canalizaciones de los tubos.
La temperatura ambiente del medio que rodea a la instalación.
= 8 8 9:;:<=>=?@A>=
8 8 9B;B<=>=?@A>=
8 8 9<=>=?@A>=
8 8 9CD<=>=?@A>=
E
Las pérdidas en un determinado conductor dependen de la corriente
que circula por dicho conductor, mientras que las pérdidas en una pantalla
dependen de la corriente que circula por la misma. De la misma forma, las
pérdidas que se producen en una canalización en topo dependen de la
corriente de dicha canalización. Como las corrientes que circulan por las
pantallas y las que circulan por los topos dependen de las corrientes que
circulan por los conductores, la anterior ecuación se puede simplificar,
quedando de la siguiente forma:
= F;: Donde IC representa un vector que contiene todas las corrientes que
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circulan por cada uno de los conductores que forman la instalación.
El problema para calcular la capacidad de transporte de una
determinada instalación, es por tanto, un problema con un número de
incógnitas igual al número de líneas de la instalación multiplicado por el
número de fases de cada línea, es decir, como variables del problema se
tienen las corrientes que circulan por cada uno de los conductores de la
instalación. Para poder resolver este problema se necesita un número de
ecuaciones igual al de variables existentes. Estas ecuaciones se pueden
fijando la temperatura del conductor. De esta forma se obtiene un sistema
de ecuaciones de la siguiente forma:
F;: G 0
Así se obtiene un sistema de ecuaciones no lineales en el que se ha
fijado la temperatura en determinados puntos de la instalación con un
conjunto de valores T0, y el vector de variables está formado por las
corrientes que atraviesan los conductores de las líneas que forman la
instalación.
Resolviendo el sistema de ecuaciones se obtiene el vector Ic de
corrientes por los conductores que ajustan la temperatura de los
conductores a sus valores límite. Por lo tanto, Ic es la capacidad de
transporte de la instalación, en Amperios.
El método que utiliza el programa informático para resolver el sistema
de ecuaciones anterior es mediante el algoritmo iterativo de Newton-
Rhapson. Los pasos básicos de una iteración del algoritmo son los
siguientes:
1) Dado el vector C I en la iteración n, se evalúa el error cometido
en el sistema de ecuaciones:
F;:A − G = HA
2) Si el error es menor que un determinado umbral, se detiene el
algoritmo. En caso contrario, se pasa al tercer paso.
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3) Se evalúa el jacobiano del sistema de ecuaciones con respecto
del vector de corrientes:
I;J KFLK;JM$ 4) Se obtiene el vector de corrección de las corrientes en los
conductores:
∆;: IO:PQ HA
5) Se actualiza el vector de corrientes:
;JR 1 ;JR ∆;J
6) Volver al primer paso.
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3 MODELADO TÉRMICO DE LA INSTALACIÓN
Los modelos matemáticos que se han desarrollado en el anterior
apartado, son los que se aplican sobre los modelos eléctricos de la
instalación para calcular su capacidad de transporte. Los modelos eléctricos
de la instalación son los que se han descrito en el ANEXO 2 del presente
proyecto, a excepción del modelo de pérdidas de potencia en las pantallas,
que se ha sustituido por un modelo más real que se explica a continuación.
Mientras que en el modelo eléctrico las pérdidas en una pantallas se
calculaban multiplicando por un coeficiente las pérdidas del conductor
correspondiente, el nuevo modelo de pérdidas de potencia en las pantallas
tiene en cuenta la influencia que tienen, sobre una determinada pantalla, las
corrientes que circulan por cada uno de los conductores que componen la
instalación eléctrica. Además este nuevo modelo tiene en cuenta el tipo de
puesta a tierra utilizado en la instalación, ya que es un parámetro que
influye en gran medida en las pérdidas de potencia de las pantallas.
Pérdidas de potencia en las pantallas.
Las pérdidas de potencia en las pantallas se deben por un lado a las
pérdidas óhmicas debidas al paso de las corrientes inducidas por las
pantallas, y por el otro lado a las pérdidas causadas por la existencia de
corrientes de Foucault.
o Pérdidas de potencia en las pantallas debidas a la circulación de las
corrientes inducidas.
Al paso de una corriente a través del conductor de una pantalla, se
generan unas pérdidas de potencia activa por efecto Joule, cuyo valor por
unidad de longitud es:
DT ;T2 · U
donde:
R es la resistencia del conductor en corriente alterna y a la
temperatura máxima de servicio
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Hay que tener en cuenta que las corrientes inducidas que circulan por
las pantallas de los cables, dependen de características de la instalación
eléctrica tales como el tipo de puesta a tierra, y de las corrientes de
Foucault. Las pérdidas debidas a las corrientes de Foucault se evalúan en la
sección 2.3.6.1 de la norma UNE 21144-1-1 [3]. La influencia que tienen los
distintos tipos de puesta a tierra en las corrientes inducidas en las pantallas
se estudia utilizando el modelo eléctrico de la instalación.
Para el caso que afecta al proyecto estas pérdidas por circulación son
cero, por ser una instalación cross-bonding
o Pérdidas de potencia en las pantallas debidas a las corrientes de
Foucault.
Las pérdidas de potencia en las pantallas debidas a las corrientes de
Foucault, se obtienen con la siguiente expresión:
DT V′′· DJ
donde:
V′′ es el parámetro definido en la sección 2.3.6.1 de la norma UNE
21144-1-1 [3], que relaciona las pérdidas en las pantallas con las pérdidas de
los conductores
WC son las pérdidas de potencia del conductor perteneciente al mismo
cable de la pantalla.
3.1 PARAMETROS DE LA LÍNEA
Tal y como se definió anteriormente en el anexo 2 de cálculos eléctricos
para la línea subterránea objeto, las características más importantes de la
línea son los siguientes:
Sistema Corriente alterna
trifásica
Nº de circuitos 2 circuitos
Separación entre fases 200 mm
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Configuración de la línea tresbolillo
Tensión de la Red 132 kV
Frecuencia de la red 50 Hz
Tabla 1. Características de la línea subterránea
3.2 PARAMETROS DEL CONDUCTOR
Definición: CABLE UNIPOLAR SUBTERRANEO AT 132/76kV Al 1200mm2,PANTALLA Cu 120mm3
CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS
Tensión Asignada
132 kV Tensión más elevada
145 kV
Tensión con relación tierra 76 kV Tensión soportada a impulsos 650 kV
CARACTERÍSTICAS NOMINALES
Conductor
Tipo de cuerda
Segmentado Milliken
Material conductor Al
Sección conductor
1200 mm2 Nº Hilos y Diámetro
5x(61x2,36)+(7x2,18) mm
Diámetro exterior cond.
42,2 mm
Coefi. Dilatación T=20ºC cond. 0,00403 K-1 Intensidad cc (0,5s)
161,57 kA Resistencia conductor cc T=20ºC
0,0247 Ω/km
Pantalla Semiconductora sobre conductor Material
Mezcla extrusionada termoestable
Espesor pantalla semicond.
1,5 mm
Diámetro exterior pantalla semicond. 50,18 mm
Aislamiento
Material aislamiento
XLPE
Espesor aislamiento 16 mm
Diámetro exterior aislamiento
82,18 mm
Gradiente en semiconductora interior 6,16 kV/mm
Gradiente en Aislamiento
3,74 kV/mm
Pantalla sobre aislamiento
Material pantalla sobre aisla.
Mezcla extrusionada termoestable
Espesor pantalla sobre aisla.
1,5 mm
Diámetro exterior pantalla sobre aisla. 85,18 mm
Pantalla metálica
Tipo
Pantalla hilos
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Estanqueidad Longitudinal bajo Pantalla Cinta Hinchable Semiconductora Material pantalla
Cu
Nº Hilos
52 Diámetro hilo
1,73 mm
Sección pantalla 120 mm2 Diámetro exterior pantalla
89,92 mm
Diámetro medio pantalla
87,55 mm
Espesor pantalla
4,74 mm
Coefi. Dilatación T=20ºC pantalla 0,00393 K-1 Resistividad Óhmica cc Tª=20ºC
1,724E-08 Ωm Resistencia pantalla cc T=20ºC
0,1437 Ω/km
Barrera no propagación agua Material
Mezcla extrusionada termoestable
Espesor barrera
0,4 mm
Cubierta exterior Material cubierta
Poliolefina ST7 grafitada resistente a llama
Material capa metálica impermeabilizante Lamina solapada de Al Espesor capa metálica
0,19 mm
Diámetro exterior cubierta 102,66 mm
Diámetro medio cubierta metálica
96,29 mm
Espesor cubierta
3,8 mm
Características frente al Fuego
UNE-EN 60332-1-2
CARACTERISTICAS DE LA INSTALACIÓN Composición Tresbolillo Diámetro de tubo 200 mm
Distancia entre circuitos 200 mm
3.3 PARAMETROS DE LA INSTALACIÓN
3.3.1 Parámetros del Terreno
El tipo de instalación donde se encentra alojadas las líneas es siempre
enterrado a lo largo de todo su trayecto, siendo los parámetros del terreno
en todo este recorrido de la instalación los mismos.
Temperatura del suelo a una profundidad de 20m ( º C) 10 ºC
Temperatura del aire ambiente( ºC) 25 ºC
H de Convección en la superficie 25 W/m2·K
Resistividad eléctrica 100 Ω·m
Resistividad Térmica 1 K·m/W
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Frecuencia de la red 50 Hz
Tabla 2. Características del terreno
Estos parámetros han sido elegidos según las condiciones de
funcionamiento en España, según las normas UNE 21144-3
3.3.2 Parámetros del encofrado de Hormigón
El encofrado de hormigón rodea a los tubos que contienen a su vez los
cables a lo largo de todo el recorrido, es decir no existe el caso en el que los
cables vayan directamente enterrados en el encofrado por exigencias de la
distribuidora encargada del mantenimiento de la red eléctrica. Las
características del encofrado de hormigón se describen a continuación.
Altura del encofrado 620 mm
Anchura del encofrado 1200 mm
Profundidad de la superficie menos profunda del enc of. 1320 mm
Resistividad Térmica 1 K·m/W
Tabla 3. Características del hormigón
En el documento 4 planos se encuentra la sección de la zanja donde se
puede ver la instalación y las dimensiones de la instalación.
3.3.3 Parámetros del tubo contenedor del cable.
Las características de este tubo se definen a continuación.
Material del Tubo Polietileno
Resistividad Térmica 0,13 K·m/W
Tabla 4. Características del tubo
A lo largo de todo el recorrido de la instalación este tubo debe estar
relleno de aire, dada la dificultad de cálculo mediante convección y radiación
en el seno del tubo, la norma UNE 21144-2-1, define unos parámetros de
convección U, V y Y, que se obtienen de una tabla en dicha norma, y que en
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nuestro modelo hemos aplicado la fórmula de esta norma para el cálculo del
comportamiento térmico del tubo, evitando con ello fenómenos extraños en
el interior del tubo, tales como regímenes turbulentos que puedan suceder.
La fórmula usada en el modelo ha sido obtenida por una combinación de
la norma UNE y de equivalencias de la sección de una corona circular
teniendo en cuenta que el conductor no se encuentra en el centro del tubo,
dado que está apoyado en la superficie inferior de este.
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4 RESULTADOS DEL MODELO TERMICO
Tras haber obtenido los parámetros eléctricos en el anexo 2, de cálculos
eléctricos de una línea subterránea, imponiendo como condición que la
temperatura del conductor no puede superar los 90 ºC, para así no
estropear la características de la capa aisladora, para estos cálculos térmicos
se ha actuado a la inversa, imponiendo la Intensidad máxima admisible de la
red impuesta por la distribuidora, obteniendo los siguientes resultados.
El estudio de la capacidad de transporte depende de varios parámetros
que lo condicionan, entre ellos se encuentra tanto la distancia entre cables
pertenecientes al mismo circuito, como la distancia entre varios circuitos,
pero hay restricciones constructivas en estos parámetros debido
principalmente a condiciones técnico-económicas de la distribuidora que
indica que estas distancias deben ser fijas, tanto para la distancia entre
cables dc=200 mm como para la distancia entre circuitos Dc=200 mm, por
lo que para este proyecto estos parámetros no pueden ser modificados.
Se han estudiado dos casos que se pueden dar en el proyecto que sería
el montaje a tresbolillos que es el habitual a lo largo de toda la línea, y el de
capa, que se evitara generalmente por su alto coste y sus deficiencias
técnicas, tales como el equilibrio en las pantallas, pero que podrá ser usado
en el caso de que constructivamente solo se pueda usar este tipo de
distribución como es el caso de algunos cruces con carreteras u otras líneas
eléctricas.
4.1 RESULTADO EN DISTRIBUCIÓN TRESBOLILLO.
A continuación se muestra para el caso más habitual usado a lo largo de
la línea subterránea en este proyecto, el campo de temperaturas producida
cuando los cables van a máxima carga según indicaciones dadas por la
distribuidora.
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Ilustración 5.Detalle Campo de Temperaturas en distribución tresbolillo
Ilustración 4. Campo de Temperaturas en distribución tresbolillo
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Podemos observar como la zona de máxima temperatura se encuentra
en el conductor, alcanzando una temperatura de 87,05ºC lo cual cumple con
las condiciones de la capa aisladora dado que esta no puede superar los
90ºC sino perdería las características aislantes y mecánicas.
Tras alguna pruebas realizadas por simple curiosidad académica se
observa que a medida que aumentamos la distancia tanto de los cables
pertenecientes a un mismo circuito como de los circuitos entre sí, la
temperatura de los conductores baja sensiblemente, como contemplamos
en la imagen a continuación en la que la se ha aumentado la distancia entre
circuitos Dc=400 mm.
Ilustración 6. Campo de Temperaturas en distribución tresbolillo Dc=400 mm
Con este cambio permitimos una máxima capacidad de transporte, pero
dado el coste constructivo que supondría no es factible para la poca
capacidad de transporte que se incrementaría.
4.2 RESULTADO EN DISTRIBUCIÓN A CAPAS.
Esta distribución en capas será utilizada, tal y como se comentaba
anteriormente, solo en casos excepcionales para cruces de aquellas
SOTERRAMIENTO PARCIAL DE LA LÍNEA ELÉCTRICA DC 132 kV “CASILLAS - PUENTE NUEVO” Y “LANCHA - RIVERO”
Manuel Sánchez Tenorio
Doc.5.4- Cálculos Térmicos Subterráneos
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afecciones en la que no exista la posibilidad de mantener la distribución a
tresbolillo.
Los resultados obtenidos para esta distribución si se contemplara solo el
principio térmico, sería la elegida dada que para la misma carga, la
temperatura en el conductor es menor que para el caso contemplado en el
apartado anterior con la distribución a tresbolillo. Los resultados obtenidos
del campo térmico son los mostrados en la ilustración 7:
Ilustración 7. Campo de Temperaturas en distribución en capa
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Ilustración 8. Detalle Campo de Temperaturas en distribución en capa
En este caso se contempla perfectamente como la temperatura
máxima, la cual se alcanza en el conductor, es de 83,92ºC, con lo que la
diferencia de esos 3 ºC (aprox.) nos permitiría poder llevar más carga por
dichos cables sin que mermara las características de la capa aislante de
dicho cable, la dificultad existe en otros campos técnico económicos que no
hace factible esta opción a lo largo de un recorrido muy largo.
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5 CONCLUSIÓN
Para concluir comentar que la elección de la distribución a tresbolillo
aunque térmicamente no sea la más óptima con respecto a la distribución en
capa y aunque pudiéramos separar más las distancias tanto entre cables de
un mismo circuito, como separar más los circuitos, dicha mejoría térmica
elevaría susceptiblemente la parte económica, con lo que esta solución,
manteniendo estas distancias que se ilustran en los planos de zanjas del
documento PLANOS y las cuales han sido estudiadas en apartados anteriores
es la solución más optima técnico-económica que pueda existir, y que por
esto es la que se ha usado en esta línea eléctrica subterránea.
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