ES2300493T3 - Localizacion de fallos usando mediciones de dos extremos de una linea. - Google Patents
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Abstract
Un método para localizar un fallo en una sección de una línea de transmisión usando mediciones de corriente y voltaje en un primer extremo (A) y un segundo extremo (B) de dicha sección, caracterizado porque después de producirse el fallo a lo largo de la sección se realizan las siguientes etapas: * recibir los voltajes de fase posteriores al fallo (VA, VB) y las corrientes de fase posteriores al fallo (IA, IB) desde cada uno de dichos extremos primero (A) y segundo (B). * determinar si está saturado un transformador de corriente en dicho primer extremo (A), * determinar si está saturado un transformador de corriente en dicho segundo extremo (B). * calcular una distancia (dA, dB) a dicho fallo usando dichos voltajes de fase posteriores al fallo (VA, VB) y usando sólo las corrientes posteriores al fallo (IA, o IB) desde uno de dichos extremos primero (A) o segundo (B) donde no está saturado ningún transformador de corriente.
Description
Localización de fallos usando mediciones de dos
extremos de una línea.
La presente invención se refiere a un método y
un dispositivo para localizar un fallo en una sección de una línea
de transmisión de potencia. El método utiliza las mediciones de
corriente y voltaje realizadas en los relés instalados en los
terminales, en ambos extremos de la sección de la línea de
potencia.
Se han desarrollado y empleado varios métodos y
propuestas para la localización de fallos en los sistemas de
potencia de alto voltaje. Una propuesta ha sido utilizar los
transductores de voltaje/corriente localizados en los terminales
entre los que discurren las líneas de potencia a monitorizar. Para
proporcionar una medición de la corriente instantánea en la línea
de transmisión se usan transformadores de corriente inductivos.
Sin embargo, los transformadores de corriente
inductivos (CT) pueden saturarse en el caso de fallos de las líneas
de transmisión con altas corrientes de fallo, que a menudo tienen
lugar durante fallos próximos al punto de instalación de los CT. La
saturación es especialmente posible para fallos en los que hay una
componente de corriente continua decayendo lentamente en la
corriente de fallo.
La saturación de los CT influye en el
funcionamiento de los relés de protección así como en la precisión
de la localización del fallo para los propósitos de
inspección-reparación. Obsérvese que la precisión de
ambos localizadores de un extremo y de dos extremos, pueden verse
afectados adversamente por los CT saturados. El documento US
4.559.491 que se titula Método y dispositivo para localizar un punto
de fallo sobre una línea de transmisión de potencia trifásica,
describe un método y un dispositivo en el que un localizador de
fallos de un único extremo usa mediciones de voltajes y corrientes
a partir de un lado particular [1], y, si en el lado en el que está
instalado el localizador de fallos están saturados los CT, la
precisión conseguida de la localización del fallo podría ser
insatisfactoria.
Pueden obtenerse mejores condiciones para la
localización del fallo de un extremo único anterior para el caso de
que los CT estén saturados en el terminal que está opuesto al punto
de instalación del localizador de fallos. En tales casos las
corrientes de entrada posteriores al fallo del localizador de fallos
no están contaminadas debido a la saturación de los CT. Sin
embargo, puede conseguirse una mayor precisión de la localización
del fallo en tales casos si se conoce la impedancia de la fuente
desde el lado remoto (donde están los CT saturados). La impedancia
de la fuente remota no puede determinarse con mediciones de un
extremo y por lo tanto en algunas aplicaciones el localizador de
fallos de un extremo puede incrementarse introduciendo un valor para
la impedancia del extremo remoto. Este valor puede medirse por el
dispositivo del otro extremo remoto y enviarse a través de un canal
de comunicación. Obsérvese que en este caso la impedancia de la
fuente remota medida puede diferir enormemente del valor actual
debido a la saturación de los CT. El uso de una impedancia de la
fuente medida de forma imprecisa podría deteriorar sustancialmente
la precisión de la localización del fallo.
De forma similar, la precisión de la
localización del fallo con métodos de dos extremos, como por ejemplo
los métodos representativos descritos en el documento US 5.455.776
que se titula Sistema automático de localización de fallos, y en el
documento US 6.256.592B1 [2-3] que se titula Sistema
multi-extremo de localización de fallos, está
también afectada por la saturación de los CT. El método del
documento US 5.455.776 [2] usa componentes simétricas de voltajes y
corrientes desde ambos extremos de una línea. En el caso del método
descrito en el documento US 6.256.592B1 [3] la amplitud de la
corriente remota y la amplitud de la impedancia de la fuente
remota, determinadas ambas por la secuencia negativa, se utilizan
para calcular la distancia al fallo. La distorsión de las
corrientes, resultante de cualquiera de los CT saturados, afecta a
la precisión de ambas técnicas de localización de fallos anteriores
de dos extremos [2-3]. No se describen en los
métodos citados [2-3] contramedidas frente a los
posibles efectos de la saturación.
El documento EP 0 819 947 describe la
localización de un fallo resistivo en un conductor. Inicialmente se
usan las mediciones de voltaje desde ambos extremos del conductor y
las mediciones de corriente desde el primer extremo. En una etapa
posterior, se usan nuevas mediciones de voltaje desde ambos extremos
y mediciones de corriente desde el segundo extremo.
El objetivo de la presente invención es
solucionar los problemas mencionados anteriormente.
Esto se obtiene por un método de acuerdo con la
reivindicación 1 y un dispositivo para realizar el método de
acuerdo con la reivindicación 5. Las características específicas de
la presente invención se caracterizan por las reivindicaciones
dependientes.
Los nuevos algoritmos de localización de fallos
se han deducido de acuerdo con una realización de la presente
invención. El algoritmo utiliza mediciones de voltajes posteriores
al fallo desde ambos extremos de la sección de la línea y la
corriente posterior al fallo desde sólo un extremo de la sección de
la línea. Pueden usarse mediciones sincronizadas o no
sincronizadas. En el caso de las mediciones no sincronizadas se
necesita sincronizar las mediciones para proporcionar una base de
tiempos común para todas las mediciones. Esto puede obtenerse
introduciendo el término e ^{j\delta} donde \delta es el
ángulo de sincronización, calculado a partir de las mediciones
previas al fallo o las mediciones posteriores al fallo a partir de
las fases de las sondas.
La presente invención presenta una solución
enteramente diferente del problema de la influencia adversa de la
saturación de los CT en relación con la localización del fallo. La
nueva técnica de localización de fallos de dos extremos descrita en
este documento es inmune a los problemas causados por la saturación
de los CT. Para conseguir este objetivo se explora la redundancia
de la información contenida en los voltajes y corrientes medidos en
ambos terminales de la línea de transmisión. Es importante que la
exploración de la redundancia se haga de tal modo que las
corrientes posteriores al fallo desde un CT saturado se ignoren
completamente y de este modo no se usen en los cálculos para
determinar la distancia al fallo. Por el contrario, se usan las
corrientes del lado opuesto de la línea, el extremo no afectado
donde los CT no se saturan, para calcular la distancia al fallo. De
este modo es posible una aproximación en caso de asumir lo
mencionado anteriormente que los CT pueden estar saturados sólo en
un extremo de la línea. Puede usarse un medio conocido para
determinar si un transformador de corriente está saturado, en el
extremo primero o el extremo segundo de la línea, (A. B), como se
describe con mayor detalle más adelante. En contraste con las
mediciones de corriente, se utilizan las mediciones de voltaje
adquiridas posteriores al fallo en ambos terminales de la línea de
transmisión en el procedimiento de localización propuesto por la
invención.
La principal ventaja del algoritmo de
localización de fallos de acuerdo con la presente invención es que
se elimina la influencia adversa de la saturación del CT sobre la
precisión en la localización del fallo usando las corrientes
posteriores al fallo desde el extremo no afectado como señales de
entrada, es decir desde el extremo en el que no se detecta la
saturación, mientras que se utilizan los voltajes posteriores al
fallo desde los terminales de terminales de la línea en ambos
extremos. Entre otras ventajas de la invención están que no se
requieren conocer las impedancias de los sistemas equivalentes
detrás de ambos extremos de la línea; y que la forma del algoritmo
es compacta porque se ha obtenido una fórmula de primer orden.
La información en la forma de un resultado para
la distancia al fallo (d_{A} o
d_{A-comp}, d_{B} o
d_{B-comp} o d) generada por el
método de localización de fallos, el dispositivo o sistema pueden
realizarse también como una señal de datos para su comunicación a
través de una red. La señal de datos puede usarse también para
proporcionar una base para una acción de control. La distancia al
fallo puede enviarse como una señal para una acción de control tal
como: notificación automática a los centros de red operativos del
fallo y su localización o comenzar automáticamente los cálculos para
determinar el tiempo de viaje a la localización, qué equipo de
reparación debería enviarse al lugar, el tiempo posible que se tarda
en realizar la reparación, calcular qué vehículos o miembros del
equipo pueden ser necesarios, cuantos trabajos de desplazamiento
por equipo se requerirán y las acciones similares.
En otro aspecto de la invención se proporciona
un producto de programa de ordenador sobre un medio legible por el
ordenador que realiza las etapas del método de la invención.
En una realización ventajosa de la invención
puede conseguirse una precisión mayor para las mediciones de las
secciones largas o líneas largas incorporando la compensación para
las capacidades de derivación de la línea. Con este fin se utiliza
el modelo distribuido de línea larga.
Puede obtenerse un entendimiento mas completo
del método y el dispositivo de la presente invención por referencia
a la siguiente descripción detallada tomada junto con los dibujos
que acompañan en los que:
La Figura 1 muestra un diagrama de flujo de un
método para localizar un fallo de acuerdo a una realización de la
invención.
La Figura 2 muestra un diagrama esquemático de
un método para localizar un fallo en una sección de una línea de
transmisión A, B durante cuyo fallo está saturado un transformador
de corriente en B.
La Figura 3 muestra un diagrama esquemático de
un método para localizar un fallo como en la Figura 2 pero en el
cual está saturado un transformador de corriente en A.
La Figura 4 muestra un diagrama de flujo de un
método para localizar un fallo durante el cual está saturado un
transformador de corriente en B de acuerdo con una realización de la
invención.
La Figura 5 muestra un diagrama de flujo para el
método de la Figura 4 pero en el cual está saturado un transformador
de corriente en A.
La Figura 6 muestra un diagrama esquemático de
un circuito equivalente para una sección de una línea de transmisión
para la componente de la secuencia positiva de la corriente de
fallo total, durante el cual está saturado un transformador de
corriente en B.
La Figura 7 muestra un diagrama esquemático como
en la Figura 6 pero para el circuito equivalente para la componente
de la secuencia negativa de una corriente de fallo total.
La Figura 8 muestra un diagrama esquemático para
un diagrama de circuito equivalente de la secuencia positiva para
la sección A-B que incluye tener en cuenta el efecto
de las capacidades de derivación para la primera iteración de
acuerdo con otra realización de la invención.
La Figura 9 muestra un diagrama esquemático
similar al de la Figura 8 para un circuito de secuencia negativa,
teniendo en cuenta el efecto de las capacidades de derivación para
la primera iteración.
La Figura 10 muestra un diagrama esquemático
similar a las Figuras 8, 9 para un circuito de secuencia cero,
teniendo en cuenta el efecto de las capacidades de derivación para
la primera iteración.
La Figura 11 muestra un diagrama esquemático de
un circuito equivalente para una sección de una línea de transmisión
para la componente de secuencia positiva de la corriente de fallo
total, durante el cual está saturado el transformador de corriente
en A.
La Figura 12 muestra un diagrama esquemático
como en la Figura 11 pero del circuito equivalente para la
componente de secuencia negativa de la corriente de fallo
total.
La Figura 13 muestra un modelo concentrado en
\pi de una línea para la secuencia positiva anterior al fallo de
la corriente para el propósito de calcular un termino relacionado
con el ángulo de sincronización (\delta), de acuerdo con una
realización de la invención.
La Figura 14 muestra un diagrama de bloques para
el cálculo de los fasores de la secuencia positiva dependiente de
las mediciones desde cada uno de los extremos de la sección A y B
respectivamente.
Las Figuras 15, 16a, 16b, 17, 18a, 18b muestran
diagramas esquemáticos de posibles tipos de fallos con respecto a
la deducción de los coeficientes para la Tabla 1A, y la Tabla 2 en
el Apéndice 1. La Figura 15 muestra fallos desde a hacia tierra
(g), y las Figuras 16a, 16b fallos entre las fases
a-b. La Figura 17 muestra un fallo
a-b-g. Las Figuras 18a y 18b
muestran fallos simétricos a-b-c y
a-b-c-g
respectivamente.
La Figura 19 muestra los detalles de un
dispositivo localizador de fallos de acuerdo con una realización de
la invención.
\vskip1.000000\baselineskip
La Figura 1 muestra un método en la forma de un
diagrama de flujo de acuerdo con una realización de la invención.
El diagrama de flujo muestra el medio 1 para recibir señales de
entrada, una etapa de decisión 2 para determinar si está saturado
un CT en el extremo A, y una segunda etapa de decisión 3 para
determinar si un CT en B está o no saturado (cuando la etapa 2 =
Si). La etapa de resultado 4 se muestra para cuando deba usarse la
Localización de Fallos FL_A, la etapa de resultado 5 cuando deba
usarse la Localización de Fallos FL_B, y la etapa de resultado 6
cuando pueda usarse cualquiera de los algoritmos de localización de
Fallos FL_A o FL_B.
La determinación de si un CT está o no saturado
puede realizarse usando un método descrito en el documento EP 506
035 B1 titulado Método y dispositivo para detectar la saturación en
transformadores de corriente, o por cualquier otro método conocido.
El método descrito en la EP 506 035 B1 depende de determinar
continuamente un valor absoluto tanto de la corriente como una
derivada de la corriente. Estos criterios calculados a partir de
los valores medidos y derivados que se consignan, cuando se
satisfacen simultáneamente, determinan que un transformador de
corriente está saturado.
La Figura 2 muestra una sección de una línea de
transmisión con los puntos A y B. En la figura se incluyen los CT
10, 12 y los transformadores de voltaje 11, 13. Se muestra un medio
de comunicación 14 entre los dos extremos A y B. Se muestra un
fallo F a una distancia d_{A} desde el extremo A. Se
muestran las corrientes anteriores al fallo
I_{A\_pre} en el extremo A y en el extremo B
I_{B\_pre}. La corriente posterior al fallo
I_{A} y el voltaje posterior al fallo
V_{A} se muestran en el extremo A, y sólo se muestra
el voltaje posterior al fallo V_{B} en el extremo
B. La impedancia de la sección de A a B se muestra compuesta en
parte por la impedancia 15, igual a d_{A}Z_{L}
para la parte desde A al fallo F; y por la impedancia 16, igual a
(1- d_{A})Z_{L} para la parte desde el extremo B
hasta el fallo F. Se muestra el procedimiento del localizador de
fallo 17.
La Figura 3 muestra esencialmente la misma
disposición que en la Figura 2 pero con uno o más CT 10' saturados
en el extremo A, con las corrientes anteriores al fallo y las
corrientes posteriores al fallo y los voltajes posteriores al fallo
marcados consecuentemente.
En la Figura 2 el CT 12 en el extremo B está
saturado. Se hace caso omiso de la corriente anterior al fallo en B
I_{B\_pre}, como se indica por la línea de puntos
desde el CT saturado 12 al enlace de comunicaciones 14.
La Figura 1 presenta el concepto de localización
de fallo cuando se asume la saturación de CT en un extremo de una
sección de una línea de transmisión. La localización del fallo se
realiza sobre la base de voltajes y corrientes trifásicas desde una
subestación en A ( V_{A}, I_{A}) y desde una
subestación en B ( V_{B}, I_{B}). El método
de la localización del fallo mostrado en la Figura 1, realizado como
el procedimiento de localización de fallos 17 mostrado en las
Figuras 2, 3 puede realizarse por el dispositivo localizador de
fallos 20 descrito más adelante con referencia a la Figura 19.
El término "los CT están saturados" debe
entenderse que significa "al menos uno de los tres CT, instalados
en el extremo particular de una sección de una línea de transmisión
está saturado". Se asume que no se produce la saturación
simultánea de los CT de ambos terminales de la línea de transmisión
en una red de transmisión real.
Se han tenido en cuenta los siguientes casos con
respecto a la saturación de uno o más CT:
1. Está saturado un CT en el lado B - se ha
usado el procedimiento de localización de fallos FL_A, funcionando
de acuerdo con el nuevo método propuesto, véase la Figura 2.
2. Está saturado un CT en el lado A - se ha
usado el procedimiento de localización de fallo FL_B, funcionando
de acuerdo con el nuevo método propuesto, véase la Figura 3.
3. No están saturados los CT en ambos lados de
la línea de transmisión - podría usarse cualquiera de los
procedimientos de localización de fallos FL_A o FL_B (funcionando
de acuerdo con el nuevo método propuesto). Refiriéndonos a la etapa
6 de la Figura 1. Sin embargo, en este caso de no saturación también
es posible usar cualquier otro algoritmo de localización de fallos
de un extremo o de dos extremos. En la solicitud de patente SE
0004626-8 titulada Método y dispositivo de
localización de fallos se describe un método de localización de
fallos de dos extremos. El método incluye calcular una distancia
(d) al fallo usando los fasores de la secuencia positiva, o
cantidades de la secuencia positiva de las mediciones de la
corriente y del voltaje, realizadas en ambos extremos de la
línea. Puede usarse la información acerca de qué tipo de fallo se ha
producido, véanse los tipos de fallos en las Figura 15, 16a, 16b,
17, 18a, 18b, para determinar qué algoritmo o parte de algoritmo se
usa para calcular la distancia al fallo. En el caso en el que el
fallo no es un fallo trifásico balanceado la distancia (d) al fallo
puede calcularse también usando las cantidades de la secuencia
negativa de las mediciones de corriente y voltaje posteriores al
fallo realizadas en ambos extremos de la línea. En el caso en el que
el fallo es un fallo balanceado trifásico la distancia al fallo (d)
puede calcularse, por ejemplo, usando las cantidades de secuencia
positiva incremental de las mediciones de corriente y voltaje
realizadas en ambos extremos de la línea. La componente de la
secuencia positiva incremental particular se entiende como la
diferencia entre los valores posteriores al fallo y los anteriores
al fallo. Estos métodos pueden usarse cuando se determina que los
CT no están saturados en ambos extremos de la línea de transmisión
para calcular la distancia al fallo como por la etapa 6, Figura
1.
La distancia al fallo, obtenida en un caso
particular, se denomina en este punto como:
\vskip1.000000\baselineskip
d_{A} [pu] - para el procedimiento FL_A
usado cuando están saturados los CT en el extremo B;
d_{B} [pu] - para el procedimiento FL_B
usado cuando están saturados los CT en el extremo A;
d [pu] - para el caso de ausencia de
saturación en los CT en ambos extremos.
\vskip1.000000\baselineskip
Como se muestra en la Figura 1 hay dos
procedimientos FL_A y FL_B que pueden realizarse de acuerdo con la
presente invención. Estos procedimientos se han señalado para
localizar fallos una vez que se ha detectado la saturación de los
CT en extremo B o en el extremo A, respectivamente. Los principios
detallados de la localización del fallo con el uso de los
procedimientos FL_A y FL_B se muestran en las Fig. 2 y 3
respectivamente. El procedimiento del localizador de fallos 17 se
asume aquí realizado en la subestación A. Las señales requeridas
desde la subestación remota (B) se envían a través del canal de
comunicaciones 14.
Es también posible instalar el localizador de
fallos en la subestación B. En este caso se ha proporcionado la
facilidad de comunicación para enviar las señales desde la
subestación A. El método propuesto de localización de fallos no
depende en si mismo de que disposición se aplica realmente.
El método de localización de fallos de dos
extremos proporcionado es adecuado tanto para mediciones
sincronizadas como no sincronizadas. En caso de proporcionarse
mediciones sincronizadas los datos muestreados desde ambos
terminales de la línea tienen naturalmente una base de tiempos común
y por tanto el ángulo de sincronización es igual a cero
(\delta=0).
En otra realización de la invención, por el
contrario que en la primera realización, el muestreo en los
terminales de la línea se realiza de forma no síncrona. En esta
realización, los fasores medidos no tienen una base de tiempos
común. Para proporcionar a tal base común se ha introducido el
ángulo sincronizado (\delta \neq 0). En este caso, para las
mediciones no sincronizadas, el ángulo sincronizado introducido
puede ser cualquier valor y de este modo tiene que determinarse a
partir de las mediciones disponibles. Para este propósito el
procedimiento del localizador de fallos 17 tiene que suministrarse
con las corrientes de fase anteriores al fallo (Fig. 2, 3 -
mostradas como unos datos de entrada del localizador de fallos que
está marcados con las líneas de puntos), que permiten el cálculo
del ángulo de sincronización.
El ángulo de sincronización (\delta) se
introduce en la forma de un agente e^{j\delta}, que se multiplica
por los fasores de los voltajes y corrientes de fase adquiridos en
una sustitución particular:
\vskip1.000000\baselineskip
para el procedimiento FL_A (Fig. 2) - los
fasores de la subestación de A se multiplican por e
^{j\delta},
para el procedimiento FL_B (Fig. 2) - los
fasores de la subestación de B se multiplican por e
^{j\delta}.
\vskip1.000000\baselineskip
El procedimiento FL_A (en caso de la saturación
de los CT en el lado B - Fig.2 y Fig. 4) se aplica a las siguientes
mediciones de fasores:
- para determinar una distancia al fallo
(d_{A}):
- las corrientes posteriores al fallo I_{A} desde lado A desde las fases particulares a, b, c:
- los voltajes posteriores al fallo V_{A} desde el lado A desde las fases particulares a, b, c:
- los voltajes posteriores al fallo V_{B} desde el lado B desde las fases particulares a, b, c:
- para determinar un ángulo de sincronización
(\delta) en el caso de no proporcionar la sincronización de las
mediciones (para mediciones sincronizadas: \delta = 0):
- las corrientes anteriores al fallo I_{A\_pre} desde lado A desde las fases particulares a, b, c:
- las corrientes anteriores al fallo I_{B\_pre} desde lado B desde las fases particulares a, b, c:
Por correspondencia se sigue entonces que el
procedimiento FL_B (en el caso de saturación de los CT en el lado A
- Fig. 3 y Fig. 5) aplica las siguientes mediciones de fasores:
- para determinar una distancia al fallo
(d_{B}):
- las corrientes posteriores al fallo I_{B} desde lado B desde las fases particulares a, b, c:
- los voltajes posteriores al fallo V_{A} desde el lado A desde las fases particulares a, b, c:
- los voltajes posteriores al fallo V_{B} desde el lado B desde las fases particulares a, b, c:
- para determinar un ángulo de sincronización
(\delta) en el caso de no proporcionar la sincronización de las
mediciones (para mediciones sincronizadas: \delta = 0):
- las corrientes anteriores al fallo I_{A\_pre} desde lado A desde las fases particulares a, b, c:
- las corrientes anteriores al fallo I_{B\_pre} desde lado B desde las fases particulares a, b, c:
Refiriéndonos a la Figura 4, la Figura 4 muestra
un la caja 31 los datos de entrada, incluyendo las mediciones de la
corriente, el voltaje, la impedancia de la línea y la entrada del
tipo de fallo. La etapa de decisión 32 determina si las mediciones
están sincronizadas. Una decisión de NO (\delta \neq 0), conduce
a que se calcula el ángulo de sincronización en la caja 33. Una
decisión de que SI conduce a la caja 34 para filtrar de forma
adaptativa las cantidades de fase, el cálculo de las componentes
simétricas de voltajes y corrientes. La caja 35 calcula un valor
para la localización del fallo sin tener en cuenta los efectos de
las capacidades de derivación. El valor de d_{A}, está
disponible como resultado 7 para la distancia al fallo.
En una realización adicional de la invención, la
Caja 37 recibe los valores de la capacidad y la longitud de la
línea l como entrada y calcula la distancia desde A asta el
fallo d_{A\_comp} con compensación de la capacidad de
derivación. La Figura 5 muestra el correspondiente diagrama para el
caso en el que los CT estén saturados en A y la distancia desde B
al fallo d_{B} está disponible en 7' y la distancia al
fallo con compensación para la capacidad de derivación
d_{B\_comp} está disponible en 9c.
Además de las señales de entrada listadas
anteriormente descritas con referencia a las Figuras
1-3, ambos procedimientos (FL_A y FL_B) requieren
los siguientes parámetros mostrados en las Figuras 4, 5:
\vskip1.000000\baselineskip
tipo de fallo - esta información puede
proporcionarse desde un sistema de protección o puede incorporarse
un procedimiento de clasificación dedicado.
Z_{L1} - impedancia de toda la
línea para la secuencia positiva (negativa).
Z_{L0} - impedancia de toda la
línea para la secuencia cero.
l - longitud de la línea (km)
C_{L1} - Capacidad de derivación de
toda la línea para la secuencia positiva (negativa).
C_{L0} - Capacidad de derivación de
toda la línea para la secuencia positiva cero.
\vskip1.000000\baselineskip
Dos de los últimos tres parámetros (l y
C_{L1} o C_{L0}) pueden requerirse para introducir
la compensación para las capacidades de derivación de una línea de
transmisión (de acuerdo con el modelo distribuido de línea larga de
Andersson [4]) en la realización adicional de la invención. Una vez
asumido que la capacidad de la secuencia positiva es idéntica a la
de la secuencia negativa bajo las condiciones anteriores al fallo
puede usarse el valor para C_{L1} o C_{L0}. La
distancia al fallo después de la compensación para las capacidades
de derivación se denominan como: d_{A\_comp} (Fig. 4) y
d_{B\_comp} (Fig. 5), respectivamente.
Para deducir este procedimiento de localización
(véase las Fig. 2, 4) se tienen que considerar los factores de
distribución de la corriente de fallo. Como se mostrará con detalle
más adelante, es suficiente considerar estos factores sólo para la
secuencia positiva y negativa. La figura 6 presenta el diagrama del
circuito equivalente de una línea de transmisión para la secuencia
positiva, y la Fig. 7 presenta el diagrama del circuito equivalente
para la secuencia negativa. En esta etapa de la deducción, se
desprecian los parámetros de derivación de la línea. Los terminales
de la línea se denominan por A y B. El punto de fallo
se marca por F.
La componente de la secuencia positiva de la
corriente de fallo total (Fig. 6) es la siguiente suma:
\newpage
De este modo, la corriente de la secuencia
positiva I_{B1} puede expresarse:
Considerando la caída de voltaje entre las
barras colectoras A y B, teniendo en cuenta (2), obtenemos:
La corriente de fallo de (3) se determina
como:
donde:
(\delta) = ángulo de sincronización,
introducido para proporcionar la base de tiempos común para las
mediciones adquiridas en los diferentes extremos de la línea de
transmisión.
\vskip1.000000\baselineskip
De este modo, la componente de la secuencia
positiva de la corriente total de fallo está expresada por las
mediciones desde el dado A (V_{A1},I_{A1})
y desde el lado B (sólo - V_{B1}). Las
mediciones desde el lado B se toman en este punto como base y de
este modo las mediciones desde el lado A se tienen en cuenta con el
ángulo de sincronización (\delta). En el caso de mediciones
sincronizadas tenemos \delta = 0. Para las mediciones no
sincronizadas es desconocido (\delta \neq 0) y tiene que
determinarse utilizando las relaciones, que son válidas para las
corrientes anteriores al fallo o para las corrientes posteriores al
fallo pero de las fases saludables. En deducciones adicionales el
ángulo se trata como de un valor conocido.
Análogamente tenemos para la secuencia negativa
(Fig. 7):
donde
Z_{L1} = Z_{L2} -
impedancia de la línea para la secuencia negativa es la misma que
para la secuencia positiva.
Análogamente podemos determinar la componente de
la secuencia cero de la corriente de fallo total
( I_{F0}). Sin embargo, esta cantidad implicará a la
impedancia de la línea para la secuencia cero
( Z_{L0}). Como esta impedancia
( Z_{L0}) se considera como un parámetro incierto, de
esta forma, se recomienda que no se use I_{F0}
cuando represente la caída de voltaje a través de la resistencia de
fallo (este concepto se toma del localizador de fallos presentado
en [1]).
Se utiliza el modelo del bucle de fallo
generalizado para deducir el procedimiento de localización de fallo
considerado. Esta es una fórmula única con los coeficientes
dependientes del tipo de fallo, que cubre diferentes tipos de
fallos. En palabras esta fórmula puede escribirse como:
\vskip1.000000\baselineskip
[voltaje del
bucle de fallo] menos [caída de voltaje a través del segmento
en fallo de la línea] menos [caída de voltaje a
través de la resistencia de fallo] igual a
cero.
\newpage
La fórmula real es:
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
donde: a_{1}, a_{2},
a_{3}, a_{0}, a_{F1}, a_{F2}, a_{F0} - son los
coeficientes dependientes del tipo de fallo, recogidos en las
Tablas 1, 2. La deducción de los coeficientes listados en las
siguientes Tablas 1, 2 se presentan en el Apéndice
1.
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
La caída de voltaje a través del camino del
fallo (como se muestra en el tercer término de la ecuación (6)) se
expresa usando las componentes de la secuencia de la corriente total
de fallo. Los coeficientes de ponderación (a_{F0},
a_{F1}, a_{F2}) pueden determinarse por
consiguiente tomando las condiciones de frontera para un tipo de
fallo particular. Sin embargo, hay alguna libertad para eso. De este
modo, se propone en primer lugar utilizar esta libertad para evitar
las cantidades de secuencia cero. Se ha tomado esta propuesta ya
que la impedancia de la secuencia cero de la línea, se considera
como un parámetro no fiable. Evitar la impedancia de secuencia cero
de la línea puede conseguirse en este punto fijando a_{F0}
= 0 como se muestra en la Tabla 2. En segundo lugar, puede
utilizarse la libertad de establecer los coeficientes de ponderación
para determinar la preferencia para usar cantidades particulares.
De este modo, la caída de voltaje a través del camino de fallo se
expresa además usando sólo las cantidades de la secuencia positiva y
la secuencia negativa (Tabla 2).
En la ecuación (6) hay dos incógnitas
d_{A}, R_{F}. Obsérvese que el ángulo de sincronización
(\delta), como se ha mencionado anteriormente, es conocido
como:
\delta = 0 - para mediciones sincronizadas
o
\delta\neq 0 - para las mediciones no
sincronizadas;
donde el ángulo de sincronización
se determina a partir de las mediciones (usando las corrientes
anteriores al fallo o las corrientes posteriores al fallo pero a
partir de las fases
saludables).
Teniendo en cuenta que en la ecuación (6) hemos
ajustado a_{F0} = 0 y escribiremos también (6) de forma
más compacta para deducciones adicionales:
donde:
Separando la ecuación (7) en las partes real e
imaginaria obtenemos:
Obsérvese que en las ecuaciones anteriores (8a)
y (8b) se considera que \frac{R_{F}}{1 - d_{A}} es un número
real.
Multiplicando (8a) por:
imag(a_{F1}M_{1A} +
a_{F2}M_{2A}) y (8b) por
real(a_{F1}M_{1A} +
a_{F2}M_{2A}) obtenemos:
Restando (9b) de (9a) cancelamos la resistencia
del fallo RF y obtenemos la solución para la distancia al
fallo de la siguiente forma:
donde:
a_{1}, a_{2},
a_{0}, a_{F1}, a_{F2}, - son
coeficientes dependientes del tipo de fallo (Tablas 1 y 2)
(\delta) - es el ángulo de sincronización.
\vskip1.000000\baselineskip
La distancia al fallo (d_{A}) de
acuerdo con (10) se determina bajo la condición de no considerar las
capacidades de derivación de la línea de transmisión. En el caso de
líneas cortas, es decir hasta 150 km, es suficiente para conseguir
una precisión elevada en la localización del fallo.
En una realización adicional de la invención y
preferiblemente para líneas largas, puede compensarse el efecto de
las capacidades de derivación. Por el contrario, con líneas de hasta
digamos 150 km y más largas la precisión de la localización puede
deteriorarse considerablemente.
La compensación del efecto de la capacidad de
derivación puede conseguirse teniendo en cuenta el modelo
concentrado en \pi (modelo concentrado en pi) o el modelo
distribuido de línea de transmisión larga. Se ha aplicado el modelo
distribuido de línea larga, que proporciona una mayor precisión de
la localización del fallo.
El procedimiento de localización del fallo con
compensación de las capacidades de derivación de una línea de
transmisión requiere los siguientes datos adicionales de entrada,
mostrados en la Figura 4:
C_{L1} - capacidad de derivación de la
línea global para las secuencias positiva y negativa (los parámetros
de una línea para las secuencias positiva y negativa son idénticos
de modo que C_{L1} = C_{L2})
C_{L0} - la capacidad de derivación de
la línea global para la secuencia cero,
l - longitud total de la línea (km).
\vskip1.000000\baselineskip
La compensación de las capacidades de derivación
se introduce mientras se determina la caída de voltaje a través del
segmento de línea en fallo (en este ejemplo entre los puntos
A y F) - el segundo término en el modelo del bucle de
fallo generalizado (6). Esto requiere compensar las componentes de
las corrientes medidas para las secuencias particulares. De este
modo, las corrientes medidas originales I_{A1},
I_{A2}, I_{A0} tienen que reemplazarse por
las corrientes después de la compensación introducida
I_{A1\_comp}, I_{A2\_comp},
I_{A0comp}. Al mismo tiempo para el cálculo de la
distancia al fallo se toma el voltaje del bucle de fallo original
(el primer término en el modelo (6)). En lo que respecta a
determinar la caída de voltaje a través de la resistencia de fallo
(el tercer término en (6)), se asume en este punto, lo cual es una
práctica normalizada, que puede despreciarse el efecto de las
capacidades de la línea en la localización del fallo (punto F).
Esto puede justificarse porque la impedancia de la rama capacitiva
en esa localización es mucho mayor que la resistencia de fallo.
Esto significa que la caída de voltaje a través de la resistencia
de fallo se determina sin tener en cuenta las capacidades de
derivación.
Usando las suposiciones anteriores para la
compensación de las capacidades de la línea se modifica la fórmula
para la distancia al fallo (10) de la siguiente forma;
donde:
I_{A1\_comp}, I_{A2\_comp},
I_{A0\_comp} - son las corrientes de las secuencias
positiva, negativa y cero después de la compensación,
Z_{L1}^{larga} - impedancia de
la secuencia positiva de la línea teniendo en cuenta el modelo
distribuido de línea larga (se definirá más adelante en el punto en
el que se presentará la compensación de las corrientes),
Z_{L0}^{larga} - es lo mismo
que el anterior, pero para la secuencia cero,
las otras cantidades se definen en (10).
\vskip1.000000\baselineskip
El procedimiento de compensación requiere
cálculos iterativos, realizados hasta que se consigue la
convergencia (es decir, hasta que termina de cambiar la estimación
de la localización desde la estimación anterior). Sin embargo, los
estudios dirigidos por los inventores revelan que se obtienen
resultados de precisión apreciable usando 2-3
iteraciones, de modo que se fija un número de iteraciones. Se
utiliza la distancia calculada al fallo desde un particular
(digamos, la presente iteración) para determinar la corriente de
derivación en la próxima iteración. La corriente de derivación
determinada se deduce a continuación a partir de la corriente
medida. La distancia al fallo, calculada sin considerar el efecto
derivación (10), se tiene en cuenta como valor de comienzo para la
primera iteración. El modo de dirigir la primera iteración de la
compensación se muestra en las figuras 8, 9, 10.
La figura 8 es un diagrama de un circuito de la
secuencia positiva teniendo en cuenta el efecto de las capacidades
de derivación para la primera iteración. La Figura 9 es un diagrama
del circuito de la secuencia negativa y la Figura 10 es un diagrama
del circuito de la secuencia cero teniendo en cuenta cada una el
efecto de las capacidades de derivación para la primera
iteración.
Como resultado de realizar la primera iteración
para la secuencia positiva (Fig. 8) se calcula la corriente
compensada (I_{A1\_comp\_1}; indicando el último índice en el
subíndice la primera iteración). Esto se basa en deducir la
corriente de derivación a partir de la corriente medida original
(I_{A1}):
donde:
d_{A} - es la distancia al fallo
calculada sin tener en cuenta el efecto de la capacidad de
derivación (10),
l - es la longitud total de la línea
(km)
La impedancia de la secuencia positiva del
segmento de línea en fallo (entre los puntos A y F)
sin tener en cuenta el efecto de las capacidades de derivación y
usando un modelo simple R-L, que es, un modelo
simple excluyendo la capacidad. Por ejemplo tal como un circuito
equivalente al circuito de la Figura 13 sin las dos capacidades
iguales:
mientras que para el modelo
distribuido de línea
larga:
donde:
De este modo, la impedancia de la secuencia
positiva de una línea teniendo en cuenta el modelo distribuido de
línea larga ( Z_{L1}^{larga}), que se ha usado en
la fórmula (11), iguala:
Como resultado de realizar la primera iteración
para la secuencia negativa, Figura 9, se calcula la corriente
compensada ( I_{A2\_comp\_1}): el último índice del
subíndice indica la primera iteración). Esto se basa en deducir la
corriente de derivación a partir de la corriente medida original
( I_{A2}):
donde, teniendo en cuenta que los
parámetros de la línea para las secuencias positiva y negativa son
identicas (C_{L2} = C_{L1}, Z_{L2} =
Z_{L1}):
Como resultado de realizar la primera iteración
para la secuencia cero, Figura 10, se calcula la corriente
compensada ( I_{A0\_comp\_1}: el último el último
índice del subíndice indica la primera iteración). Esto se basa en
deducir la corriente de derivación a partir de la corriente medida
original ( I_{A0}):
donde:
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
La impedancia de la secuencia cero del segmento
de línea en fallo (entre los puntos A y F) sin tener
en cuenta el efecto de las capacidades de derivación y considerando
el modelo simple R-L, descrito anteriormente tal
como un circuito equivalente al circuito de la Figura 13 sin las dos
capacidades:
mientras para el modelo distribuido
de línea
larga
donde
De este modo, la impedancia de la secuencia cero
de una línea, teniendo en cuenta el modelo distribuido de línea
larga ( Z_{L0}^{largo}), que se tiene que usar en
la fórmula (11), iguala:
Un método para la localización de fallos de
acuerdo con la invención en el caso de que se produzca la saturación
en el primer extremo de la sección de línea A empieza con el
cálculo de la componente de la secuencia positiva para FL_B.
De nuevo, para deducir este procedimiento de
localización (véanse las Figuras 3, 5) tienen que considerarse los
factores de distribución de la corriente de fallo y también es
suficiente considerar estos factores sólo para la secuencia
positiva y la secuencia negativa. La Figura 8 presenta el diagrama
del circuito equivalente de una línea de transmisión para la
secuencia positiva, mientras que la Figura 9 presenta el diagrama
del circuito equivalente para la secuencia negativa. En esta etapa
de la deducción los parámetros de derivación de la línea también se
desprecian.
La componente de la secuencia positiva de la
corriente de fallo total (Figura 8) es la suma siguiente:
De modo que la corriente de la secuencia
positiva I_{A1} puede expresarse:
Considerando la caída de voltaje entre las
barras colectoras en B y A, teniendo en cuenta (22)
obtenemos:
Se determina la corriente de fallo a partir de
(23) como:
donde:
(\delta) es el ángulo de sincronización,
introducido para proporcionar la base de tiempos común para
mediciones adquiridas en extremos diferentes de una sección de la
línea de transmisión.
\vskip1.000000\baselineskip
De este modo, la componente de la secuencia
positiva de la corriente de fallo total se expresa por las
mediciones desde el lado B(V_{B1}, I_{B1})
y desde el lado A(V_{A1} - sólo). Las mediciones en
el lado A se toman en este punto como la base y de este modo
las mediciones desde el lado B se tienen en cuenta con el
ángulo de sincronización (\delta).
De forma análoga, tenemos para la secuencia
negativa (Figura 9):
donde:
Z_{L2} = Z_{L1} -
impedancia de la línea para la secuencia negativa es la misma que
para la secuencia positiva.
\vskip1.000000\baselineskip
Cálculo de la componente de la secuencia cero.
De forma análoga podemos determinar la componente de la secuencia
cero de la corriente de fallo total ( I_{F0}). Sin
embargo, esta cantidad involucrará la impedancia de la línea para
la secuencia cero ( Z_{L0}). Como esta impedancia
( Z_{L0}) está considerada como un parámetro
incierto, se recomienda de este modo que no se use
I_{0} cuando representa la caída de voltaje a
través de la resistencia de fallo (este concepto se tiene en cuenta
a partir de localizador de fallos original RANZA [1]).
El modelo del bucle de fallo generalizado se
utiliza para deducir el procedimiento de localización de fallos
FL_B considerado en este punto:
donde:
a_{1}, a_{2},
a_{0}, a_{F1}, a_{F2}, a_{F0}
- son coeficientes dependientes del tipo de fallo (Tablas 1,
2).
La caída de voltaje a través del camino del
fallo (como se muestra en el tercer término de la ecuación (16)
está expresada usando las componentes de secuencia de la corriente
de fallo total. Los coeficientes de ponderación
( a_{F0}, a_{F1}, a_{F2}) pueden
determinarse consecuentemente tomando las condiciones de frontera
para el tipo de fallo particular. Sin embargo, hay alguna libertad
para eso. La utilización de esta libertad tiene que hacerse del
mismo modo que anteriormente para el procedimiento FL_A. De nuevo se
asume que a_{F0} = 0.
Hay dos incógnitas en la ecuación (26)
d_{B} y R_{F}. Obsérvese que el ángulo de
sincronización (\delta), como se mencionó al comienzo, es
conocido:
\delta = 0 - para las mediciones sincronizadas
o
\delta\neq 0 - para las mediciones no
sincronizadas; el ángulo de sincronización se determina a partir de
las mediciones (usando las corrientes anteriores al fallo y las
corriente posteriores al fallo pero en las fases saludables).
Tomemos en consideración en (26) que ajustamos
a_{F0} = 0 y escribamos (16) también de forma más
compacta para deducciones adicionales:
donde:
Separando las partes real y imaginaria de (27)
obtenemos:
Obsérvese que en las ecuaciones anteriores
(28a), (28b) se consideró que:
\newpage
Multiplicando (28a) por
imag(a_{F1}M_{1B} +
a_{F2}M_{2B}) y (28b) por
real(a_{F1}M_{1B} +
a_{F2}M_{2B}) obtenemos:
Restando (29b) de (29a) se elimina la
resistencia de fallo R_{F} y obtenemos la solución para la
distancia al fallo en la siguiente forma:
donde:
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
a_{1}, a_{2},
a_{3}, a_{F1}, a_{F2} - son
coeficientes dependientes del tipo de fallo (Tablas 1, 2)
(\delta) - es el ángulo de sincronización.
\vskip1.000000\baselineskip
La compensación de los efectos de la capacidad
de derivación para calcular un valor compensado para d_{B},
es decir un valor para d_{B-comp} puede
realizarse de forma análoga al método presentado para el
procedimiento FL-A anterior.
Los procedimientos de localización de fallos
deducidos FL_A (10) y FL_B (20) requieren tener las mediciones
desde los terminales de la línea relacionados con la misma base de
tiempos común. En el caso de mediciones sincronizadas se obtiene
automáticamente. Por el contrario, para mediciones no sincronizadas
el ángulo de sincronización (\delta \neq 0) juega este papel.
El ángulo de sincronización introducido para las mediciones no
sincronizadas es desconocido y por lo tanto tiene que calcularse a
partir de las mediciones disponibles. Para ser más preciso, hay una
necesidad de calcular el término e ^{j\delta} y no el ángulo de
sincronización (\delta) propiamente dicho. Esto es así ya que los
fasores de las componentes simétricas se procesan en los
procedimientos de localización.
La sincronización, es decir, el cálculo del
término e ^{j\delta} puede realizarse utilizando las
mediciones anteriores al fallo.
La Figura 13 muestra un modelo concentrado en
\pi de la línea para la secuencia positiva anterior al fallo
incluyendo las capacidades de derivación.
El término requerido e ^{j\delta} puede
calcularse considerando las relaciones válidas para las condiciones
anteriores al fallo. Para este propósito tienen que tenerse en
cuenta las capacidades de derivación de la línea de transmisión,
véase la Figura 13. Obsérvese que para las ramas de derivación
mostradas en la Figura 13 se indican las admitancias
(0,5 B_{L1}) y por tanto no las impedancias, donde
B_{L1} = j\omega_{1}C_{L1} - siendo
C_{L1} la capacidad de derivación de la secuencia positiva
de la línea total.
La Figura 14 es un diagrama para la
determinación de los fasores de la secuencia positiva para las
corrientes de fase anteriores al fallo y los voltajes adquiridos en
las subestaciones A y B.
Para determinar el valor de e
^{j\delta} el cálculo comienza a partir del cálculo de los
fasores de la secuencia positivas de los voltajes y corrientes de
fase anteriores al fallo, adquiridos en las subestaciones A
y B, véase la Figura 14. Por ejemplo, tomando las corrientes
anteriores al fallo desde las fases (a, b, c) en la estación A
( I_{A\_pre\_a}, I_{A\_pre\_b},
I_{A\_pre\_c}) se calcula el fasor de la secuencia
positiva ( I_{A\_pre\_1}). De forma análoga los
voltajes de fase desde la estación A así como para los voltajes y
corrientes de fase desde la subestación son para B (Fig. 11).
El valor del ángulo de sincronización (\delta)
se calcula a partir de la siguiente condición:
\vskip1.000000\baselineskip
donde:
\vskip1.000000\baselineskip
De (31) obtenemos:
\vskip1.000000\baselineskip
Puede obtenerse un valor más preciso del ángulo
de sincronización usando un modelo de línea larga (con los
parámetros distribuidos).
Pueden usarse el método y el dispositivo
localizador de fallos de acuerdo con cualquier realización de la
invención para determinar la distancia al fallo sobre una sección de
una línea de transmisión de potencia. La presente invención puede
usarse también para determinar la distancia al fallo sobre una
sección de la línea de distribución de potencia, o cualquier otra
línea o bus dispuesto para cualquiera de la generación, la
transmisión, la distribución, el control o el consumo de energía
eléctrica.
La Figura 19 muestra una realización de un
dispositivo para determinar la distancia desde un extremo A o B, de
una sección de una línea de transmisión, al fallo F sobre la línea
de transmisión de acuerdo con el método descrito. El dispositivo y
el sistema comprenden ciertos dispositivos de medición tales como
medios de medición de corriente 10, 12, medios de medición de
voltaje 11, 13, convertidores de valores de medición, miembros para
el tratamiento de algoritmos de cálculo del método, medios de
indicación de la distancia calculada al fallo y una impresora para
imprimir el fallo calculado.
En la realización mostrada, los dispositivos de
medición 10 y 12 para la medición continua de las corrientes de
fase, y los dispositivos de medición 11, 13 para medición de los
voltajes, están dispuestos en ambas estaciones A y B. Los valores
medidos V_{A}, I_{A}, V_{B},
I_{B} se pasan todos a la unidad de cálculo 20,
filtrados y almacenados. La unidad de cálculo se provee con los
algoritmos de cálculo descritos, programados para el proceso
necesario para calcular la distancia al fallo. En la figura 19 se
muestra el medio de comunicación de alta velocidad 14 dispuesto con
respecto a las comunicaciones de recepción desde el extremo de la
sección B, pero también está dispuesto con respecto del extremo de
la sección A en su lugar. La unidad de cálculo 20 contiene medios
(tales como un medio para realizar el procedimiento descrito en el
documento EP 506 035B1 descrito anteriormente) para determinar si
un CT está saturado o no. La unidad de cálculo está provista con
las corrientes de fase anteriores al fallo y también con valores
conocidos como las capacidades de derivación y las impedancias de
la línea. Con respecto a la ocurrencia de un fallo, puede
suministrarse a la unidad de cálculo la información respecto al
tipo de fallo. Cuando la unidad de cálculo ha determinado la
distancia al fallo, se presenta en pantalla sobre el dispositivo
y/o se envía remotamente al medio de presentación en pantalla
localizado remotamente. Puede proporcionarse también una impresión
del resultado. Además de señalizar la distancia al fallo, el
dispositivo puede producir informes, en los que se registran los
valores medidos de las corrientes de ambas líneas, voltajes, tipo
de fallo y otra información medida y/o calculada asociada con un
fallo determinado a una distancia. La información acerca del fallo y
su localización puede notificarse automáticamente a centros
operativos de la red o arrancar automáticamente cálculos tales
como:
\vskip1.000000\baselineskip
determinar el tiempo de viaje a la
localización;
seleccionar qué equipo de reparación se
desplazará al sitio;
estimar el tiempo posible que se tarda en
ejecutar la reparación;
proponer disposiciones alternativas para la
alimentación de potencia;
seleccionar qué vehículos o miembros del equipo
pueden necesitarse;
estimar cuantos trabajos de desplazamientos por
equipo se requerirán, y acciones similares.
\vskip1.000000\baselineskip
El dispositivo y el sistema localizador de
fallos pueden comprender filtros para filtrar las señales,
convertidores para muestrear las señales y uno o más
microcomputadores. El microprocesador (o procesadores) comprende una
o más unidades de procesamiento central (CPU) que realizan las
etapas del método de acuerdo con la invención. Esto se realiza con
la ayuda de un programa de ordenador dedicado, que se almacena en la
memoria de programa. Debe entenderse que el programa de ordenador
puede correr también sobre uno o más ordenadores industriales de
propósito general o microprocesadores en lugar de un ordenador
adaptado especialmente.
El software incluye elementos de código de
programa de ordenador o porciones de código software que hacen que
el ordenador realice el método usando las ecuaciones, algoritmos,
datos y cálculos descritos anteriormente. Una parte del programa
puede estar almacenada en un procesador como antes, pero también
puede almacenarse en un chip ROM, RAM, PROM, EPROM o similares. El
programa en parte o en todo puede estar almacenado, sobre, o en,
otro medio legible por el ordenador adecuado tal como un disco
magnético, disco CD-ROM o DVD, disco duro, medios
de almacenamiento de memoria magneto-óptica, en memoria no volátil,
en memoria flash, como memoria de programa, o almacenado sobre un
servidor de datos.
El programa de ordenador de acuerdo con un
aspecto de la invención puede estar almacenado al menos en parte
sobre diferentes medios que sean legibles por el ordenador. Las
copias de archivos pueden almacenarse sobre discos magnéticos
normalizados, discos duros, discos CD o DVD, o cinta magnética. Las
bases de datos y las librerías están almacenadas preferiblemente
sobre uno o más servidores de datos locales o remotos, pero los
productos del programa de ordenador puede almacenarse, por ejemplo
en diferentes momentos, en cualquiera de: una memoria volátil de
Acceso Aleatorio (RAM) de un ordenador o procesador, un disco duro,
un dispositivo óptico o magneto-óptico, o en un tipo de memoria no
volátil tal como un dispositivo ROM, PROM, o EPROM. El producto del
programa de ordenador puede estar también dispuesto en parte como
una aplicación distribuida capaz de correr sobre varios ordenadores
diferentes o sistemas de ordenadores más o menos al mismo
tiempo.
Se observa también que aunque que lo anterior
describe realizaciones de ejemplo de la invención, hay varias
variaciones y modificaciones que pueden realizarse a la solución
descrita sin apartarse del alcance de la presente invención como se
define en las reivindicaciones adjuntas.
\vskip1.000000\baselineskip
[1] ERIKSSON L., SAHA M.M.,
ROCKEFELLER G.D., Un localizador de fallos preciso con
compensación para la reactancia aparente en la resistencia de fallo
resultante a partir de la inferida del extremo remoto,
Transacciones IEEE sobre Aparatos y Sistemas de Potencia,
Vol. PAS-104, Nº. 2, Febrero de 1985, páginas
424-436.
[2] NOVOSEL D., HART D.G.,
UDREN E., GARITTY J., Estimación de la localización de
fallos en dos extremos no sincronizados, Transacciones IEEE
sobre Suministro de Potencia, Vol. 11, Nº 1, Enero de
1996, páginas 130-138.
[3] TZIOUVARAS D.A., ROBERTS J.,
BENMOUYAL G., Nuevo diseño de localización de fallos
multi-extremo para líneas de dos o tres terminales.
Procedimientos de la Séptima Conferencia Internacional sobre
Desarrollos en Protección de Sistemas de Potencia, Publicación de
la Conferencia Nº 479, IEE 201, páginas 395-398.
[4] ANDERSON P. M. Protección del sistema
de potencia, McGraw-Hill, 1999.
\newpage
Apéndice
1
En la retransmisión de distancias clásica o en
localizador de fallos RANZA [1] se usan cantidades de fases para
determinar los voltajes del bucle de fallo. De forma similar, se
usan las corrientes de fase, pero compensadas para la corriente de
secuencia cero (en caso de fallos de una fase única a tierra) para
definir las corrientes del bucle de fallo. Este medio se marca en
la Tabla 1A como la aproximación clásica. Por el contrario, en la
descripción del nuevo algoritmo de localización de fallos, se
definen las señales del bucle de fallo (tanto voltaje como
corriente) en términos de cantidades simétricas (la aproximación de
las componentes simétricas - en la Tabla 1A). Ambas, la
aproximación clásica y la simétrica son equivalentes entre sí. Sin
embargo la aproximación de componentes simétricas aplicada en este
punto es mejor ya que permite usar el modelo del bucle de fallo
generalizado, que conduce a obtener la fórmula única para una
distancia al fallo, cubriendo los tipos de fallos diferentes (se
usan coeficientes apropiados, relevantes para un tipo de fallo
particular). Además, la aproximación de las componentes simétricas
aplicada posibilita realizar la compensación de las capacidades de
derivación individualmente para todas las cantidades de
secuencia.
\vskip1.000000\baselineskip
1. Fallo de una única fase a tierra: fallo a
- g
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
\vskip1.000000\baselineskip
De este modo: a_{1} = a_{2}
= a_{0} = 1
\vskip1.000000\baselineskip
2. Fallos entre fases: fallos a - g, a - b -
g, a - b - c, a - b - c - g
\vskip1.000000\baselineskip
De este modo: 68
La Tabla 2 contiene tres conjuntos de
alternativas (Conjunto I, Conjunto II, Conjunto III) de los
coeficientes de ponderación, que se usan para determinar una caída
de voltaje a través del camino del fallo. Los coeficientes se
calculan a partir de las condiciones de frontera - relevantes para
un tipo de fallo particular. Es un distintivo que se omite la
secuencia cero en todos los conjuntos ( a_{F0} = 0).
Esto es una ventaja ya que se considera la impedancia de la
secuencia cero de la línea como un parámetro incierto. Fijando
a_{F0} = 0 limitamos la influencia adversa de la
incertidumbre con respecto a los datos de impedancia de la secuencia
cero sobre la precisión de la localización del fallo. Para ser
preciso debe observarse que esta limitación es por supuesto parcial
ya que está relacionada sólo para determinar la caída de voltaje a
través del camino del fallo. Por el contrario, mientras se
determina la caída de voltaje a través de un segmento de la línea en
fallo se usa la impedancia de la secuencia cero de la línea.
Teniendo en cuenta que en las fases saludables
I_{F\_b} = I_{F\_c} = 0
esto da:
Las componentes de la secuencia están
relacionadas I_{F1} = I_{F2} =
I_{F0} y finalmente I_{F} =
I_{F\_a} =3I_{F2}, de este modo:
a_{F1} = 0, a_{F} = 3, a_{F} = 0 (como en el Conjunto I de la Tabla 2) o
a_{F1} = 0, a_{F} = 3, a_{F} = 0 (como en el Conjunto I de la Tabla 2) o
I_{F} = I_{F\_a} =
3I_{F1}, de este modo a_{F1} = 3,
a_{F2} = 0, a_{F} = 0 (como en el Conjunto II de
la Tabla 2)
o
I_{F} = I_{F\_a} =
1,5 I_{F1} + 1,5 I_{F2}, de modo que
a_{F1}= 1,5, a_{F2}= 1,5,
a_{F} = 0 (como en el Conjunto III de la Tabla 2).
\vskip1.000000\baselineskip
Figura 16a, 16b \underbar{fallo
a-b}:
La corriente de fallo puede expresarse como:
I_{F} = I_{F\_a} o como
\newpage
Teniendo en cuenta que en la fase saludable
I_{F\_c} = 0 y para las fases en fallo
I_{F\_b} = - I_{F\_a} esto da:
La relación entre I_{F1} e
I_{F2} es por lo tanto:
Finalmente:
de este modo a_{F1}
= 0, a_{F2} =1-a, a_{F0}
= 0 (como en el Conjunto I de la Tabla
2)
o
de este modo:
a_{F1} = 1- a^{2},
a_{F2} = 0, a_{F0} = 0 (como en el
Conjunto II de la tabla
2)
o
de este modo:
a_{F1} = 1- a^{2},
a_{F2} = 0,5(1- a ),
a_{F0} = 0 (como en el Conjunto III de la tabla
2)
Véase la Figura 17, fallo
(a-b-g):
De este modo: a_{F1} =
1- a^{2}, a_{F2} = 1- a ,
a_{F0} = 0 (como en los Conjuntos I, II, III de la
Tabla 2)
Véanse las Figuras 18a, 18b, fallos
(a-b-c) o
(a-b-c-g)
simétricos:
Tomando las dos primeras fases (a, b)
para componer la caída de voltaje a través del camino del fallo se
obtiene:
De este modo:
Adicionalmente, si el fallo es idealmente
simétrico la secuencia positiva es la componente única, que está
presente en las señales. Por lo tanto, tenemos:
a_{F1} = 1- a^{2},
a_{F2} = 0, a_{F0} =0 (como en los
Conjuntos I, II, III de la Tabla 2).
Claims (9)
1. Un método para localizar un fallo en una
sección de una línea de transmisión usando mediciones de corriente
y voltaje en un primer extremo (A) y un segundo extremo (B) de dicha
sección, caracterizado porque después de producirse el fallo
a lo largo de la sección se realizan las siguientes etapas:
\bullet recibir los voltajes de fase
posteriores al fallo (V_{A}, V_{B}) y las
corrientes de fase posteriores al fallo (I_{A}, I_{B}) desde
cada uno de dichos extremos primero (A) y segundo (B).
\bullet determinar si está saturado un
transformador de corriente en dicho primer extremo (A),
\bullet determinar si está saturado un
transformador de corriente en dicho segundo extremo (B).
\bullet calcular una distancia (d_{A},
d_{B}) a dicho fallo usando dichos voltajes de fase posteriores
al fallo (V_{A}, V_{B}) y usando sólo las
corrientes posteriores al fallo (I_{A}, o I_{B}) desde uno de
dichos extremos primero (A) o segundo (B) donde no está saturado
ningún transformador de corriente.
2. Un método para la reivindicación 1, en el
que se calcula la distancia (d_{A}) a dicho fallo se realiza
usando las corrientes posteriores a fallo (I_{A}) desde dicho
primer extremo (A) por medio de una fórmula tal como:
donde:
ZL1 es la impedancia de la línea total
para la secuencia positiva,
l es la longitud total de la línea en km,
\delta es el ángulo de sincronización,
a_{1}, a_{2}, a_{0}, a_{F1},
a_{F2}, - son coeficientes dependientes del tipo de fallo,
y donde la distancia (d_{B}) a
dicho fallo se calcula usando las corrientes posteriores al fallo
(I_{B}) desde dicho segundo extremo (B) correspondiente
sustituyendo los valores medidos en dicho primer extremo (A) con
los valores medidos en dicho segundo extremo (B) y
viceversa.
3. Un método de acuerdo con la reivindicación 2,
donde en el caso de un ángulo de sincronización distinto de cero
\delta \neq 0 se calcula un valor para el término e
^{j\delta} usando una fórmula tal como:
donde:
I_{A\_pre\_a},
I_{A\_pre\_b}, I_{A\_pre\_c}, son las
corrientes anteriores al fallo de las fases (a, b, c) en dicho
primer extremo (A),
I_{A\_pre\_1} es el fasor de la
secuencia positiva, en el que, cuando se calcula en dicho segundo
extremo (B), el índice A se sustituye por el índice B y
viceversa.
4. Un método de acuerdo con la reivindicación 1,
en el que se calcula la distancia a dicho fallo (d_{A\_comp})
usando las corrientes posteriores al fallo (I_{A}) desde dicho
primer extremo (A) compensando la capacidad de derivación de dicha
sección de la línea de transmisión de acuerdo con una fórmula tal
como:
donde:
I_{A1\_comp}, I_{A2\_comp},
I_{A0\_comp} son las corrientes de la secuencia
positiva, negativa y cero después de la compensación,
Z_{L1}^{larga} es laimpedancia
de la secuencia positiva de la línea teniendo en cuenta el modelo
distribuido de línea larga,
Z_{L0}^{larga} es laimpedancia
de la secuencia cero de la línea teniendo en cuenta el modelo
distribuido de línea larga,
y donde la distancia a dicho fallo
(d_{B\_comp}) usando las corriente posteriores al fallo (I_{B})
desde dicho segundo extremo (B) se calcula sustituyendo los valores
correspondientes medidos en dicho primer extremo (A) con los
valores medidos en dicho segundo extremo (B) y
viceversa.
5. Un dispositivo (20) para la localización de
fallos en una sección de una línea de transmisión usando mediciones
de corriente y voltaje en los extremos primero (A) y segundo (B) de
dicha sección, caracterizado por:
\bullet un medio para almacenar mediciones de
voltajes y corrientes de fase posteriores al fallo desde cada uno
de dichos extremos primero (A) y segundo (B),
\bullet un medio para determinar si un
transformador en dicho primer extremo (A) está saturado,
\bullet un medio para determinar si un
transformador en dicho segundo extremo (B) está saturado,
\bullet un medio de cálculo para calcular la
distancia (d_{A}, d_{B}) a dicho fallo usando dichos voltajes
de fase posteriores al fallo y usando sólo las corrientes de fase
posteriores al fallo de uno de dichos extremos primero (A) o
segundo (B) donde no está saturado ningún transformador de
corriente.
6. Un producto de programa de ordenador que
comprende un medio de código de ordenador para que un ordenador o
procesador realice las etapas de cualquiera de las reivindicaciones
1-4.
7. Un producto de programa de ordenador de
acuerdo con la reivindicación 6 grabado en uno o más medios legibles
por el ordenador.
8. Uso de un dispositivo de localización de
fallos de acuerdo con la reivindicación 6 para calcular la distancia
al fallo sobre una sección de una línea en un sistema de
transmisión y distribución de potencia eléctrica.
9. Uso de un dispositivo localizador de fallos
de acuerdo con la reivindicación 6 para proporcionar información
para realizar la reparación y/o mantenimiento de una sección de una
línea en un sistema de transmisión y distribución de potencia
eléctrica.
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