Gestión dinámica de cables subterráneos. Exprimiend o los activos existentes al máximo.

Rafael Mínguez (1), Mario Mañana (2), Alberto Laso (2), Ramsés Garrote (1), Antonio Gonzalez Diego (1) Rodrigo Domingo (2), Carlos Collado (2),

Pablo Ginel (2), Alberto Arroyo (2) y Pablo Castro (2) (1) Viesgo Distribución S.L.

(2) Universidad de Cantabria

RESUMEN

La gestión dinámica de líneas representa una herramienta que permite aumentar la capacidad de las líneas aéreas existentes, maximizando la utilización de las infraestructuras disponibles.

Cada vez existe un mayor número de líneas subterráneas, siendo estas predominantes en entornos urbanos, además muchas salidas de líneas en subestaciones y centros de transformación se realizan mediante cables aislados, por lo que las líneas totalmente aéreas son cada vez menos comunes.

Con el objetivo de estudiar esta problemática se crea un consorcio liderado por Viesgo y participado por la Universidad de Cantabria, Lumiker, Tecnalia y Consulting Informático de Cantabria (CIC), para desarrollar el proyecto SPADI (Sistema Predictivo de Ampacidad Dinámica en líneas aero-subterráneas, financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad a través de la convocatoria RETOS.

Este artículo tiene como objetivo resumir la metodología y los primeros resultados del proyecto SPADI. Se realizando un análisis analítico de la ampacidad de conductores aislados, utilizando la norma IEC 60287 y la guía CIGRE TB640, se comparan los resultados utilizando modelos multifísicos basado en el método de elementos finitos en dos dimensiones, por último se describe el prototipo experimental con el que en un futuro próximo se contrastarán y validarán los resultados anteriores.

El prototipo desarrollado consiste en una línea trifásica, aéreo subterránea de MT de doble circuito, con canalizaciones directamente enterrada, entubada y bajo tubo hormigonada, en la que se alternan diferentes configuraciones superficiales, asfalto, con acera y tierra, además se han utilizado dos profundidades diferentes 100 cm y 80 cm.

Principalmente se controlarán valores de humedad y temperatura. Para esta última se emplearan técnicas de medición puntual, y continua utilizando técnicas fotónicas Bragg sobre fibras monomodo.

PALABRAS CLAVE

Gestión dinámica, ampacidad, cables aislados, líneas aéreas, líneas subterráneas, elementos finitos

1. INTRODUCCIÓN

En la actualidad se están produciendo importantes cambios en el sector eléctrico. Dos son los grandes retos a los que se enfrentan las empresas distribuidoras, la integración del vehículo eléctrico y de las energías renovables. La intermitencia de estas últimas implica que los flujos de energía por las redes son menos predecibles, y en ocasiones causan congestiones en la redes eléctricas, que no son capaces de absorber o transmitir a través de sus infraestructuras toda la energía producida por los generadores renovables, viéndose obligadas a limitar total o parcialmente su producción, dando lugar a los llamados “vertidos de renovables” [1].

Ésta es una situación indeseable tanto para los generadores renovables como para el sistema eléctrico, ya que se producen ineficiencias al desaprovechar energía de origen renovable y obligando, en algunos casos, a producir con centrales de generación que emplean otras tecnologías menos sostenibles que no están ubicadas en zonas de red congestionadas.

En la Figura 1 se muestra la evolución previsible de los vertidos de renovables en el corto plazo utilizando como referencia el plan de energías renovables PER [1] y una hipótesis optimista de desarrollo de la energía fotovoltaica.

La dificultad para construir nuevas infraestructuras y/o repotenciar las existentes [2], junto a las posibilidades proporcionadas por las TIC dan lugar a nuevas alternativas como la gestión dinámica de capacidad, que está cobrando un papel cada vez más relevante en términos de sostenibilidad y eficiencia. El proyecto Dynelec particulariza dicho sistema, con el cual ha resuelto prácticamente el problema de vertidos y que actualmente se está implantando en toda su red de 132 kV, lo que ha permitido evitar vertidos de 6,96 GWh en 2015 y de 9,63 GWh hasta noviembre de 2016.

Figura 1. Estimación de vertidos en los horizontes 2015 y 2020 con el per 2011-2020, y 2016-hipótesis renovable [1].

La instalación de energía renovable no ha llegado a su fin, seguirá aumentando, y parece probable que esta produzca con un mayor número de instalaciones, conectadas en tensiones cada vez más bajas y potencias más pequeñas, donde la utilización de cables subterráneos se emplea de forma mayoritaria.

Este documento aborda el estudio de los diferentes factores que influyen en la ampacidad de cables aislados, características del terreno, constructivas, de disposición de los cables y de configuraciones. También describe las características del piloto experimental que se utiliza para validar los estudios teóricos realizados, todo ello dentro del ámbito del proyecto SPADI, (Sistema Predictivo de Ampacidad Dinámica en líneas aero-subterráneas) cuya finalización está prevista para diciembre de 2017 y que desarrolla el consorcio formado por las empresas Viesgo Distribución, Consulting Informático de Cantabria y Lumiker, así como por grupos de investigación de Tecnalia y la Universidad de Cantabria. Este proyecto es la continuación del proyecto INNPACTO DYNELEC, dedicado a la gestión dinámica de líneas aéreas con conductores desnudos de tipo ACSR cuyos resultados han sido presentados en trabajos anteriores [3-6].

2. ANÁLISIS DE AMPACIDAD DE CONDUCTORES AISLADOS SOTERRADOS

Para el estudio analítico de la ampacidad de cables subterráneos se utiliza como referencia principal la guía Cigre TB640 [7], que es análoga a la guía Cigre TB601 [8] para los conductores aéreos.

La guía Cigre TB640 se desarrolla durante el periodo 2010-2014, y agrupa una extensa documentación sobre la ampacidad de conductores aislados. CIGRE aporta una guía muy completa para el cálculo la ampacidad teniendo en consideración todos los factores que influyen en el flujo térmico en la región próxima al cable. El estudio del flujo térmico es el aspecto fundamental a la hora de definir el límite de la capacidad del cable, ya que el sobrecalentamiento del conductor es el principal factor de una reducción en la capacidad de transmisión eléctrica, y a su vez, el causante de la degradación del material aislante, y por lo tanto del envejecimiento prematuro del mismo.

En este estudio se considerarán también las normas IEC 60286 e IEC 60853 [9,10], ya que la guía Cigre TB640 [7], no se trata de una norma.

Como se expone a continuación, existe un comportamiento diferenciado dependiendo de si se produce una desecación o no del suelo. En el caso de desecación parcial se aplica la formulación para las dos casuísticas, eligiendo aquella que sea más restrictiva.

Cables enterrados donde la desecación del suelo no existe o los cables están al aire

La intensidad admisible en un cable para corriente alterna puede deducirse de la expresión que da el calentamiento del conductor por encima de la temperatura ambiente:

∆θ = (I2R + ½ Wd) T1 + [I2R (1 + λ1) + Wd] n T2 + [I2R (1 + λ1 + λ2) + Wd] n (T3 + T4)

Donde:

I es la intensidad de la corriente que circula en un conductor (A). ∆θ es el calentamiento del conductor respecto a la temperatura ambiente (K). R es la resistencia del conductor bajo los efectos de la corriente alterna, por unidad de

longitud, a su temperatura máxima de servicio (Ω/m). Wd son las pérdidas dieléctricas, por unidad de longitud, del aislamiento que rodea al

conductor (W/m). T1 es la resistencia térmica, por unidad de longitud, entre el conductor y la envolvente

(Km/W). T2 es la resistencia térmica, por unidad de longitud, del relleno de asiento entre la

envolvente y la armadura (Km/W). T3 es la resistencia térmica, por unidad de longitud, del revestimiento exterior del cable

(Km/W). T4 es la resistencia térmica, por unidad de longitud, entre la superficie del cable y el medio

circundante (Km/W). n es el número de conductores aislados en servicio en el cable (conductores de la misma

sección y transportando la misma carga). λ1 es la relación de las pérdidas en la cubierta metálica o pantalla con respecto a las

pérdidas totales en todos los conductores de ese cable. λ2 es la relación de las pérdidas en la armadura respecto a las pérdidas totales en todos los

conductores de ese cable.

La intensidad de corriente admisible se obtiene de la fórmula anterior como se indica a continuación:

Cables enterrados en donde se produce desecación pa rcial del terreno

El siguiente método se aplica únicamente a un solo cable o a un solo circuito, tendido a la profundidad convencional. El método se basa en un modelo físico aproximado simple de suelo con dos capas; la zona adyacente al cable está desecada, mientras la otra capa presenta la resistividad térmica del lugar, el límite entre ambas capas se considera isotérmico. Este método se considera apropiado cuando se simplifica la influencia del terreno

Los cambios en la resistencia térmica externa, a consecuencia de la formación de una zona seca alrededor de un solo cable o de un solo circuito, serán obtenidos por la siguiente fórmula:

Donde:

v es el cociente de las resistividades térmicas de zonas de terrenos secos y húmedos (v= ρd/ρw).

R es la resistencia del conductor bajo los efectos de la corriente alterna, a su temperatura máxima de servicio (Ω/m).

ρd es la resistividad térmica del terreno seco (Km/W). ρw es la resistividad térmica del terreno húmedo (Km/W). θx es la temperatura crítica del terreno y temperatura de la frontera entre las zonas húmeda y

seca (ºC). θa es la temperatura ambiente (ºC). ∆θx es el incremento de la temperatura crítica del terreno e incremento de la temperatura

de la frontera entre las zonas húmeda y seca sobre la temperatura ambiente (θx – θa) (K);

θx determinado a partir del conocimiento de las condiciones del terreno. ρd determinado a partir del conocimiento de las condiciones del terreno.

Información adicional sobre ampacidad en terrenos con desecación se puede encontrar en [11]

3. RESULTADOS DEL MODELO ANALÍTICO

Una vez implementadas las ecuaciones anteriores se procede a analizar cualitativamente la variación de la intensidad máxima admisible en función de la variación de las tres variables más importantes: resistividad térmica del terreno circundante al circuito, resistividad térmica de la capa superior y temperatura del terreno [12,13]. Dichas variables, junto a la humedad del terreno, están íntimamente relacionadas. Cuanto mayor es la temperatura del terreno, menor humedad y, por lo tanto, mayor resistividad térmica tendrá el terreno a estudiar.

A continuación se muestran gráficas de resultados en las que solo varía la resistividad de una parte del terreno. Esta variación no se asemeja a la explotación real, ya que una modificación local de las características del terreno es una situación bastante atípica. Sin embargo, este estudio es útil a la hora de observar la importancia que tiene cada capa del terreno. Las referencias [14,15] se centran en la influencia de la resistividad térmica del terreno, tratando [15] el caso específico de terrenos no homogéneos, mientras que [16] muestra el procedimiento de IEEE para la medida de dicha magnitud.

Para una mayor simplicidad a la hora de observar los gráficos, se obviarán los resultados obtenidos para terrenos homogéneos y no serán mostrados en las gráficas.

Variación de la ampacidad frente a la variación de la resistividad térmica del terreno circundante

Habitualmente, el terreno circundante es arena u hormigón, el cual no filtra agua y su resistividad térmica puede considerarse constante.

Según la norma IEC 60287 [9] la arena utilizada para el rellenado de la zanja tiene para unas condiciones desfavorables una resistividad térmica de 2,5 Km/W.

Se elege como temperatura del terreno 10 ºC, una temperatura razonable para un terreno en el norte de España. Como ya se ha comentado, la otra variable que permanece constante es la resistividad térmica del terreno superior, suponiendo que esta es de 1,5 Km/W.

Al ser la resistividad del hormigón una variable prácticamente constante, sólo se muestran las gráficas para los casos de cables directamente enterrados y para cables dispuestos en tubos, ambos enterrados en arena.

Figura 2. Resistividad térmica del terreno circundante

Variación de la ampacidad frente a la variación de la resistividad térmica del terreno superior

En este supuesto la temperatura y la resistividad del terreno circundante permanecen constantes. La capa del terreno superior es tierra compactada, cuyo valor de resistividad térmica suele encontrarse entre 1 y 1,5 Km/W.

Se elige de nuevo como temperatura del terreno 10 ºC, empleándose un valor de 2,3 Km/W para la resistividad térmica de la arena y un valor de 0,9 Km/W para la resistividad del hormigón.

Figura 3. Resistividad térmica de la capa superior

Variación de la ampacidad frente a la variación de la temperatura

En este caso se estudia la influencia de la variación de la temperatura del terreno, cuando permanecen constantes la resistividad del terreno circundante y de la capa superior, con el fin de analizar de una forma sencilla la forma en la que la variación de la temperatura del terreno afecta a los cálculos de máxima intensidad admisible.

Figura 4. Temperatura ambiente del terreno

El valor de la resistividad térmica de la arena es 2,5 Km/W, ya que la norma IEC 60287 [9] expone que este es un valor apropiado a la hora de hacer cálculos para

condiciones normales. Mientras que la resistividad térmica del hormigón vuelve a ser 0,9 Km/W.

La resistividad de la capa superior del terreno suele estar comprendida entre 1 y 1,5 Km/W. Se elige la opción más restrictiva, 1,5 Km/W.

Variación de la ampacidad en función de la temperat ura, considerando el efecto de esta en las resistividade s térmicas.

Mientras que en los casos anteriores, no se tenía en cuenta cómo la variación de unos factores condicionaban al resto, en este caso se consideran los efectos que la variación de la temperatura produce a la humedad y por lo tanto a la resistividad del terreo.

Figura 5. Variación de la ampacidad en función de la temperatura, considerando el efecto de esta en las resistividades térmicas

Se analiza la variación de la temperatura del terreno. Para aproximar el supuesto al caso más realista posible se consideran los efectos que la variación de temperatura produce.

El principal efecto de la variación de la temperatura del terreno es la variación de humedad del mismo y, por lo tanto, una variación de la resistividad del terreno. Esto quiere decir que cuanto mayor sea la temperatura mayor será la resistividad térmica.

4. RESULTADOS DEL MODELO BASADO EN EL MÉTODO DE LOS ELEMENTOS FINITOS

Se realizan simulaciones mediante elementos finitos multifísicos en dos y tres dimensiones. Aplicando la misma corriente, obtenida del cálculo teórico fijando como temperatura del cable 85º, se comprueba que se obtienen similares

temperaturas en ambas simulaciones, y se ajustan a las obtenidas mediante el cálculo analítico.

Al obtener resultados similares se elige el método de dos dimensiones, el mallado de la geometría es mucho más simple que en tres dimensiones, requiriendo menos potencia de cálculo.

En la simulación se emplea un terreno lo suficientemente grande como para que se considere infinito, diez por diez metros, al no conocer la transferencia de calor en las paredes de la zanja.

Las condiciones de contorno utilizadas en la simulación mediante elementos finitos, que nos permiten obtener un resultado acorde con el caso real, son las siguientes:

• Caracterización del terreno. Las características del terreno dibujado deben estar perfectamente definidas.

• La superficie en contacto con el aire se considera isoterma, no considerando los efectos de radiación y convección de la misma.

• La única fuente de calor será la emitida por los cables y el terreno se puede considerar infinito. Se deduce que las superficies laterales y la superficie inferior no tendrán transferencia de calor.

• La cantidad de calor generado en los cables, expresado en W/m3, se obtiene a partir de las pérdidas por efecto Joule, considerándose despreciables las pérdidas dieléctricas. Como la corriente es diferente para cada caso, la generación interna de calor también lo es.

Las perdidas Joule por unidad de volumen se calculan utilizando la siguiente ecuación:

Donde:

I es la intensidad obtenida a partir de los algoritmos, siendo 320 A para cables dispuestos en tubos con resistividad de terreno superior de 1.5 Km/W e inferior de 2.3 Km/W, y de 335 para el caso de directamente enterrados y las mismas condiciones.

R es la resistencia eléctrica por unidad de longitud, siendo la del cable 1.6* 10-4 Ω/m. S Superficie determinada por los datos aportados por el fabricante, en nuestro caso la

sección del conductor será de 240 10-6 m2.

Una vez aplicadas todas las condiciones expuestas, solo queda mostrar los resultados obtenidos en Ansys, comprobando que la temperatura del conductor no supere los 85 ºC.

En las figuras 6 y 7 se presentan las imágenes de la simulación efectuada para los casos de estudio, conductor directamente enterrado y entubado en arena. No se muestran los resultados de la simulación del caso de cables dispuestos en tubo hormigonado, ya que la diferencia respecto al caso entubado en arena es mínima.

Figura 6. Distribución de la temperatura para cables dispuestos en tubos, simulado con ANSYS

Figura 7. Distribución de la temperatura para cables directamente enterrados, simulado con ANSYS

Se observa que las temperaturas obtenidas mediante la simulación no son exactamente 85ºC, debido a simplificaciones efectuadas tanto en Ansys como en las ecuaciones la obtención de la intensidad, aunque son lo suficientemente parecidas como para validar los resultados.

La bibliografía no solo emplea el estudio térmico mediante elementos finitos para el estudio de la ampacidad del conductor [17], sino que también se tiene en cuenta para el cálculo de la temperatura en las uniones [18], si bien estas quedan de momento fuera del alcance de los objetivos de este estudio.

5. PILOTO EXPERIMENTAL

Se ha diseñado y construido una instalación que sirve para obtener datos reales y poderlos contrastar con los estudios analíticos y de elementos finitos realizados. Este piloto está compuesto por un tramo subterráneo y otro aéreo.

La canalización subterránea contempla las tres configuraciones estudiadas a lo largo del documento: cables directamente enterrados, canalizados en tubo enterrado en arena y canalizado en tubo hormigonado. Su construcción se ha realizado basada en el proyecto tipo de Viesgo YE-LMTS-00. El conjunto de los tres tramos, separados entre sí por arquetas prefabricadas, forma una red subterránea trifásica alterna y anillada. En [19-23] se muestran estudios según diferentes terrenos.

La línea subterránea tiene una longitud de sesenta metros, dividida en seis tramos de diez metros cada uno, con tres tipologías de canalización y dos profundidades diferentes (80 y 100 cm). Además, se dispone de un tubo adicional para estudiar la influencia entre circuitos paralelos. La instalación se completa con distintos tipos de suelo para cada caso, tal y como se especifica más adelante.

Los tres tipos de canalización son:

• Conductores directamente enterrados, en contacto directo con el terreno, el cual consiste en arena fina lavada. La parte superior de la fotografía de la figura 8 muestra esta tipología.

• Canalización bajo tubo enterrado, los conductores se encuentran en el interior de un tubo enterrado en arena fina lavada. El tubo está fabricado con PEHD (polietileno de alta densidad) y su diámetro es de 160mm. La figura 9 muestra una fotografía real del prototipo, la cual representa un tramo en el que irán instalados cables en tubo enterrado.

• Canalización bajo tubo hormigonado, en cuyo caso se substituye la arena fina lavada por hormigón HNE-15. El tubo es el mismo empleado en la canalización bajo tubo enterrado. La figura 8 muestra también un tramo hormigonado.

Figura 8. Conductor directamente enterrado

Para generar las corrientes de estudio se dispone de un transformador trifásico con cuatro devanados primarios y sin secundario, de forma que los cables de estudio actúan como secundario. Se logra inducir altas corrientes en el conductor con tensiones inferiores a 50 V.

El cable utilizado es un RHZ1-OL 12/20 kV K AL + H16, con una sección de 240 mm2 de Aluminio.

Figura 9. Conductor entubado

Con el objeto de hacer un prototipo lo más real posible se han aplicado sobre el mismo los tres tipos de superficie más habituales, tierra, acera y alquitrán, aunque no están consideradas en este estudio, entendemos que la ampacidad se puede ver seriamente afectada ellas.

La utilidad de contraste del prototipo viene condicionada por la calidad de la media de la temperatura en diferentes puntos del terreno. En el detalle de la Figura 10 se muestra la sensórica instalada.

Se pueden distinguir sondas de temperatura (magenta) a lo largo de toda la sección transversal. Junto a éstas, aparecen marcados los puntos por los que cruza la fibra óptica, empleada también para la medida de temperatura del terreno (azul turquesa). Dicha fibra óptica permite obtener medidas de temperatura tanto del cable como del terreno a lo largo de toda su longitud. El empleo de ambas tecnologías permite comparaciones y supone una salvaguarda en caso de problema con alguna de ellas.

Las sondas de temperatura elegidas para la toma de datos de forma puntual son de tipo Pt-100 con funda de acero inoxidable. La medida de temperatura por fibra óptica se realizará con técnicas fotónicas sobre fibras monomodo Bragg [24].

Figura 10. Detalle de las distintas secciones analizadas en el prototipo.

Por último, figuran en azul oscuro sondas puntuales de humedad, colocadas a distintas profundidades en las diferentes secciones, y necesarias para la estimación de la resistencia térmica del terreno.

El piloto se ha construido en un entorno real, localizado en Cantabria, dentro de la subestación de Astillero, lo que permite obtener resultados reales.

6. CONCLUSIONES

Se construye un banco de pruebas a gran escala, que permite el estudio térmico de cables subterráneos en un entorno real, con el fin de validar los resultados teóricos y definir procedimientos para su gestión dinámica.

Con el fin de cubrir todas las posibilidades, se han tenido en cuenta múltiples casos en función del tipo de canalización, del suelo y de la profundidad. Además, el piloto dispone de 120 sondas puntuales y más de un kilómetro de fibra óptica que permiten una exhaustiva toma de datos.

Si bien no ha sido posible todavía realizar pruebas, se han realizado distintas simulaciones teniendo en cuenta la guía TB640 [7] de Cigre que permitirán hacer comparaciones con los resultados experimentales. Algunas de las conclusiones de estas simulaciones son:

Efecto del terreno circundante

Se observa en la figura 2 que la ampacidad obtenida en función de la resistividad térmica del terreno circundante refleja ligeras diferencias en los casos de cables directamente enterrados o dispuestos en tubos.

La variación de corriente entre los dos casos extremos de resistividad es de 11,1 A en tubos con arena y 14,6 A en cables directamente enterrados.

El comportamiento en ambos casos como se observa en la figura 2 es similar, debido a que la resistividad del terreno circundante afecta a la transferencia de calor de igual manera.

Efecto de la capa superior

Al estudiar el efecto de la capa superior, tal y como se presenta en la figura 3, los resultados en los tres casos son sensiblemente diferentes.

En el caso de estudio, variando la resistividad del terreno de 0,7 a 1,8, obtenemos diferencias de ampacidad de 148,8 A, 32,2 A, y 76,7 A, perteneciendo cada valor respectivamente a cables directamente enterrados, cables dispuesto en tubos con arena, y tubos dispuestos en tubos con hormigón.

Se puede apreciar que el efecto de la resistividad de la capa superior será mayor que el efecto que causa el terreno circundante.

Efecto de la temperatura ambiente en el terreno

Observando la figura 4 en la que se representa la variación de la intensidad en función de la temperatura en el terreno, en los tres casos estudiados y variando la temperatura entre 10 ºC y 25 ºC, la ampacidad aumenta aproximadamente 40 A, por lo supone un incremento del 13%.

Conclusiones generales

Queda demostrado que las intensidades máximas aportadas por las normas generalmente utilizadas no tienen en cuenta ni las condiciones específicas de la instalación ni los cambios en las variables principales que influyen en la ampacidad. Las condiciones de humedad, de temperatura y resistividad térmica del terreno afectan sensiblemente a la ampacidad del conductor.

Observando la figura 5, que muestra la variación de la ampacidad en función de la temperatura, considerando el efecto de esta en la resistividades térmicas se comprueba que, si en vez de 25 ºC como indican las condiciones aportadas por los fabricantes de cables, la temperatura del terreno es 10 ºC, se obtiene un incremento de la intensidad máxima admisible del 77%, 28% o 37%, dependiendo de si se trata de cables directamente enterrados, dispuestos en tubo con arena, o dispuestos en tubo con hormigón.

7. AGRADECIMIENTOS

Los autores quieren agradecer el apoyo y colaboración del Ministerio de Economía y competitividad a través de los proyectos:

• CALIBRADO DINÁMICO DE LÍNEAS ELÉCTRICAS, financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad con la referencia IPT-2011-1447-920000.

• SISTEMA PREDICTIVO DE AMPACIDAD DINÁMICA EN LÍNEAS AERO-SUBTERRÁNEAS, financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad mediante el programa “RETOS COLABORACIÓN 2015” con la referencia RTC-2015-3795-3.

• INTEGRACIÓN DINÁMICA DE ENERGÍA EÓLICA EN REDES ELÉCTRICAS, financiado por el Ministerio de Economía y Competitividad mediante el programa “RETOS INVESTIGACIÓN 2013” con referencia ENE2013-42720-R.

Al mismo tiempo nos gustaría extender el agradecimiento al resto de los socios del consorcio SPADI (CIC, Lumiker y Tecnalia)

8. REFERENCIAS

[1] REE. Límites del Sistema Eléctrico a la Integración de Generación de régimen especial. Febrero 2011.

[2] Secretaría de Estado de Energía. Planificación Energética, Plan de desarrollo de la Red de Transporte de Energía Eléctrica 2015-2020. Noviembre 2014

[3] P. Castro, A. Arroyo, R. Martinez, M. Manana, R. Domingo, A. Laso, R. Lecuna. “Study of Different Mathematical Approaches in Determining the Dynamic Rating of Overhead Power Lines and a Comparison with Real Time Monitoring Data”. Applied Thermal Engineering, Volume 111, 25 January 2017, Pages 95-102

[4] Alberto Arroyo, Pablo Castro, Raquel Martínez, Mario Manana, Alfredo Madrazo, Ramón Lecuna and Antonio González, “Comparison between IEEE and CIGRE Thermal Behaviour Standards and Measured Temperature on a 132-kV Overhead Power Line”, Energies, 8 – 12, pp. 13660 – 13671. MDPI, December, 2015.

[5] A. González, M. Mañana, R. Mínguez, R. Domingo, J. González, R. Garrote, A. Arroyo, R. Martínez, R. Lecuna and A. Laso, “Operational Aspects of Dynamic Line Rating. Application to a Real Case of Grid Integration of Wind Farms”. CIGRE, París, Francia, 23-25 Agosto, 2016.

[6] R. Lecuna, P. Castro, D. Silió, A. Arroyo and M. Mañana, “Dynamic Calibration of Overhead Power Networks Based on Environmental Parameters”. Spain Minergy Congress, Gijón, España, Junio, 2015.

[7] Cigre, editor. Cigre TB640: A Guide for Rating Calculations of Insulated Cables. Diciembre 2015.

[8] Cigre, editor. Cigre TB601: Guide for thermal rating calculations of overhead lines. Dicimber 2014.

[9] IEC 60287 Electric cables - Calculation of the current rating. 2015.

[10] IEC 60853 Calculation of the cyclic and emergency current rating of cables. 2002.

[11] Hoerauf, Robert (2015). “Improved Method to Calculate the Critical Conditions for Drying out Sandy Soils around Power Cables”. IEE Proceedings C Generation, Transmission and Distribution 131(2): 42.

[12] Weedy, Birron, and H. El Zayyat (1973). “Analysis of Influential Factors on the Underground Cable Ampacity”. In Pp. 430–433.

[13] Manana, M., A. Arroyo, D. Silio, et al. (2011).”The Measurement of Soil Thermal Stability, Thermal Resistivity, and Underground Cable Ampacity”. In Pp. C5-1-C5-12. IEEE.

[14] Ampacity of MV Underground Cables: “The Influence of Soil Thermal Resistivity”. In Pp. 1–5. IEEE. Degefa, Merkebu Z., Matti Lehtonen, and Robert J. Millar, 2012

[15] Swaffield, D.J., P.L. Lewin, and S.J. Sutton (2008)."External Thermal Resistance of Power Cable in Nonuniform Soil”. IEE Proceedings A Science, Measurement and Technology 139(3): 117.

[16] IEEE Guide for Soil Thermal Resistivity Measurements. New York: Institute of Electrical and Electronics Engineers, Institute of Electrical and Electronics Engineers, and Power Engineering Society, eds, 1994.

[17] Malmedal, Keith, Carson Bates, and David Cain (2014). “Cable Ampacity Calculation in Heterogenous Soil Using Finite Element Analysis”. In Pp. 416–421. IEEE.

[18] Pilgrim, James A., Paul L. Lewin, Steffen T. Larsen, Francis Waite, and David Payne (2012). “An Investigation of Thermal Ratings for High Voltage Cable Joints through the Use of 2D and 3D Finite Element Analysis”. In Pp. 543–546. IEEE.

[19] Anders, G.J. 1996. “Ampacity Calculations for Cables in Shallow Troughs”. IEEE Transactions on Power Delivery 25(4): 2064–2072.

[20] Donazzi, F., E. Occhini, and A. Seppi (1979). “Comparison of Air-Gap Thermal Models for MV Power Cables Inside Unfilled Conduit”. IEEE Transactions on Power Delivery 27(3): 1662–1669.

[21] Slaninka, P., and V.T. Morgan (1992). “Rating of Cables in Unfilled Surface Troughs”. IEEE Transactions on Power Delivery 27(2): 993–1001.

[22] Taflove, Allen, and John Dabkowski (1979). “Methods for Rating Directly Buried High Voltage Cable Circuits”. IET Generation, Transmission & Distribution 2(3): 393.

[23] A.Geri, M.Ianicelli, L.Podestà & G. M. Veca. “Ampacity of buried cables in trenches filled with recycled concrete”.

[24] Morey,W. W. and Meltz,G. and Glenn,W. H. (1990).” Fiber optic bragg grating sensors”. Proceedings of SPIE - The International Society for Optical Engineering. Vol 1169. Pages 98-107.

ANEXO – PLANO I – Planta y Alzado del prototipo Pro yecto SPADI

ANEXO – PLANO II – Diferentes Secciones del prototi po Proyecto SPADI