5.4 cÁlculos tÉrmicos de una lat...

5.4 CÁLCULOS

TÉRMICOS DE

UNA LAT

SUBTERRANEA

SOTERRAMIENTO PARCIAL DE

LA LÍNEA ELÉCTRICA DC 132 kV

“CASILLAS - PUENTE NUEVO” Y

“LANCHA - RIVERO”

Manuel Sánchez Tenorio

SOTERRAMIENTO PARCIAL DE LA LÍNEA ELÉCTRICA DC 132 kV “CASILLAS - PUENTE NUEVO” Y “LANCHA - RIVERO”


Doc.5.4- Cálculos Térmicos Subterráneos

1

INDICE

1 METODOLOGÍA PARA EL CALCULO DE LA CAPACIDAD DE TRANSPORTE NOMINAL ............................................................... 2

2 MARCO TEÓRICO ........................................................................ 5

2.1 MODELO MATEMÁTICO DE LA TRANSMISIÓN DE CALOR POR CONDUCCIÓN ............................................................................ 5

3 MODELADO TÉRMICO DE LA INSTALACIÓN .................................... 13

3.1 PARÁMETROS DE LA LÍNEA .......................................................... 14

3.2 PARÁMETROS DEL CONDUCTOR ................................................... 15

3.3 PARÁMETROS DE LA INSTALACIÓN ............................................... 16

3.3.1 Parametros del Terreno ............................................................... 16

3.3.2 Parámetros del encofrado de Hormigón ......................................... 17

3.3.3 Parámetros del tubo contenedor del cable. ..................................... 17

4 RESULTADOS DEL MODELO TÉRMICO ........................................... 19

5 CONCLUSIÓN ............................................................................. 24




2

1 METODOLOGÍA PARA EL CÁLCULO DE LA CAPACIDAD DE TRANSPORTE NOMINAL

En el anexo de cálculos eléctricos se ha explicado la metodología que se

utiliza normalmente para calcular la capacidad de transporte nominal de las

líneas eléctricas subterráneas de alta tensión.

Esta metodología, que está recogida en las Normas UNE 21144, utiliza

un modelo discreto de la instalación, basado en la analogía eléctrica de las

ecuaciones de Fourier. La analogía considera cada una de las capas que

separan al conductor del exterior como una resistencia térmica, y calcula la

intensidad máxima admisible del conductor, en función de las resistencias

térmicas que tiene que atravesar el calor generado en el cable para llegar al

medio ambiente.

Como consecuencia, la precisión de la metodología utilizada en las

Normas UNE depende fundamentalmente del cálculo de las resistencias

térmicas. A su vez, el cálculo de las resistencias térmicas depende del medio

o material del que se compone cada capa. En el caso de medios en los que

la transmisión de calor se realiza mediante convección (como es el caso de

galerías o tubos sin relleno), el cálculo de las resistencias térmicas

correspondientes se realiza mediante fórmulas empíricas. Sin embargo,

cuando la transmisión de calor se realiza por radiación, las fórmulas

empleadas se basan en el cálculo de factores de forma. La utilización de los

factores de forma implica una serie de simplificaciones, tales como

considerar isotermas y sin generación interna de calor las diferentes capas

en las que se modelan las resistencias.

Por lo tanto, el empleo del modelo de radiación basado en resistencias

térmicas implica una pérdida de precisión en los resultados, lo que conlleva

un cálculo inexacto de la capacidad de transporte de las instalaciones.

Además, el empleo de resistencias térmicas dificulta el modelado de la

influencia que tienen las pérdidas de una determinada fase en la




3

temperatura de otras fases y de otras líneas.

Con el fin de llevar a cabo un estudio más exacto de la capacidad de

transporte de las líneas subterráneas, en este proyecto se ha utilizado la

ayuda de un programa informático que calcula la transferencia térmica

mediante elementos finitos, la cual presenta ventajas con respecto a la

metodología utilizada en las Normas UNE.

La metodología utilizada por el programa, se basa en modelos continuos

de conducción que consideran la distribución real de temperaturas en toda la

instalación. Para los modelos de no-conducción se calcula la correspondiente

conductividad térmica equivalente, a partir de la resistencia térmica

especificada por la norma, para después aplicar los modelos de conducción

equivalentes. La distribución total de temperaturas se obtiene como

superposición de las distribuciones parciales debidas a cada una de las fases

de cada una de las líneas que forman la instalación subterránea, obteniendo

así un modelo más preciso de interacción térmica entre las diferentes fases

de las diferentes líneas que componen la instalación.

Aunque las pérdidas de potencia en los conductores son la principal

fuente de calor de las instalaciones eléctricas, también son relevantes las

pérdidas de potencia que aparecen en las pantallas de los cables. Estas

pérdidas de potencia en las pantallas se deben a las corrientes inducidas en

las pantallas como consecuencia del acoplamiento electromagnético entre

conductores y pantallas, y dependen en gran medida del tipo de puesta a

tierra que se utilice en la instalación. Las Normas UNE evalúan las pérdidas

en una pantalla mediante un coeficiente que multiplica a las pérdidas en el

conductor correspondiente, sin tener en cuenta la influencia de las corrientes

que circulan por el resto de los conductores. El programa informático emplea

modelos eléctricos reales que evalúan la relación existente entre las

corrientes de los diferentes conductores y las que se inducen en las

diferentes pantallas por acoplamiento electromagnético. Además estos

modelos tienen en cuenta los diferentes tipos de puesta a tierra empleados




4

en la instalación eléctrica.




5

2 MARCO TEÓRICO

2.1 MODELO MATEMÁTICO DE LA TRANSMISIÓN DE CALOR POR CONDUCCIÓN

A continuación se explican los modelos matemáticos de transmisión de

calor por conducción en medios continuos utilizados por el programa.

Distribuciones de temperatura por conducción en medios continuos.

La conducción estacionaría se basa en dos ecuaciones fundamentales:

1- Ecuación de balance de energías:

∇ ∙ = 2- Ley de Fourier:

= − · ∇T

donde:

q es el flujo vectorial de calor por unidad de área

qv es la densidad volumétrica de generación interna de calor

T es la temperatura

K es la conductividad térmica del medio

La combinación de ambas ecuaciones tiene como resultado la ecuación

de Poisson:

∇2T = −

La ecuación de Poisson define la distribución estacionaría de

temperaturas en un medio, considerando generación interna de calor, donde

la transmisión del flujo calorífico se produce por conducción. Ésta constituye

una ecuación diferencial de segundo orden en derivadas parciales.

En el caso concreto de los modelos de distribución de temperaturas

considerados en este proyecto, la ecuación de Poisson se puede resolver de

forma analítica empleando un sistema de coordenadas cilíndricas,

considerando que no existe flujo de calor en una determinada dirección

principal de dicho sistema de coordenadas.




6

Así, si se considera el elemento diferencial de volumen de la ilustración

1, en coordenadas cilíndricas, y el balance de energías que se presenta

cuando solo existe flujo de calor radial:

Ilustración 1. Elemento diferencial en coordenadas cilíndricas

Haciendo el balance correspondiente de energías en el elemento

diferencial, se obtiene la siguiente ecuación:

· · = · · · · Desarrollando la ecuación, simplificando y despreciando infinitésimos de

orden superior, se alcanza la siguiente ecuación de equilibrio:

· · = · · La resolución de esta ecuación diferencial abarca dos casos

cualitativamente diferentes: distribución de temperaturas debida a

generación interna de calor en la corona, y distribución de temperaturas

debida a aporte externo de calor desde el interior de la corona. Ambos casos

implican diferentes condiciones de contorno. Además, se puede considerar

un tercer modelo de distribución, correspondiente a una fuente de calor

circular enterrada en un medio semi-infinito. Como se verá más adelante,

este tercer modelo se puede obtener a partir de los anteriores. A

continuación se desarrollan estos tres tipos de distribuciones.

Distribución de temperaturas en una corona de radios ra < rb debida a

generación interna de calor qv.

La condición de contorno que competa la ecuación diferencial consiste

en asumir como nulo el flujo de calor q en el interior de la corona, puesto




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que también lo es el aporte externo de calor desde el interior de la corona Q.

Esto es:

= 0

Resolviendo la ecuación diferencial con esta condición de contorno, se

obtiene la siguiente distribución radial de flujo de calor a lo largo de la

corona:

= 2 · − ; < < Con la distribución de flujo de calor obtenida, suponiendo una

temperatura Tb en el perímetro exterior de la corona y aplicando la ley de

Fourier para la conducción, se obtiene la distribución radial de temperaturas

a lo largo de la corona:

= − · → − = · ·

Y resolviendo la ecuación queda:

= 2 · − 2 − · ln " #$ ; < <

Como caso particular de este, se obtiene las distribuciones radiales de

flujo de calor y de temperatura a lo largo de un disco, debidas a generación

interna qv de calor. Para ello, tan sólo es necesario hacer 0 el radio interno

ra de la corona. Esto es:

= 2 · ; 0 < < = 4 · − ; 0 < <

Distribución de temperaturas en una corona de radios ra<rb debida a

aporte externo de calor Q desde el interior de la corona.

En primer lugar, es importante indicar que, asumida nula la generación

interna qv de calor en la corona, la ecuación de balance de energías se

simplifica:




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· · = 0

En este caso, la condición de contorno que competa la ecuación

diferencial consiste en este caso en fijar un flujo de calor q en el interior de

la corona que es función del aporte externo de calor Q que se realiza desde

el interior de la corona. Esto es:

2&

Resolviendo la ecuación diferencial con la condición de contorno, se

obtiene la siguiente distribución radial de flujo de calor a lo largo de la

corona:

2& ;

Con la distribución de flujos de calor obtenida, suponiendo una

temperatura Tb en el perímetro exterior de la corona y aplicando la ley de

Fourier para la conducción, se obtiene la distribución radial de temperaturas

a lo largo de la corona:

→

Distribución de temperaturas en medio semi-infinito debida a fuente de

calor circular inmersa en dicho medio.

Suponiendo un medio semi-infinito en el que se haya una fuente de

calor circular de radio r0 y que se encuentra fijado en su frontera a una

temperatura ambiente T∞:

Ilustración 2.Fuente de calor soterrada en un medio semi-infinito.

Si a esta configuración se le resta la temperatura ambiente T∞, se




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puede descomponer en dos configuraciones anti-simétricas:

Ilustración 3. Descomposición por imágenes de la fuente de calor soterrada en un medio semi-

infinito.

La primera configuración de esta descomposición es similar a la original,

excepto en el hecho de que el terreno se extiende hasta el infinito en todas

direcciones. La segunda configuración, anti-simétrica de la primera,

representa también un terreno que se extiende hasta el infinito en todas

direcciones. Además, esta segunda configuración presenta una fuente de

calor en una posición simétrica a la de la fuente original con respecto de la

línea de suelo. Esta fuente simétrica se caracteriza por tener un valor de

generación de calor igual a la original, pero cambiada de signo, esto es, -Q.

Así, la temperatura de un punto (x,y) del terreno puede descomponerse

en tres sumandos:

', ) * +', ) ,', ) Las funciones TA y TB se obtienen aplicando la distribución de

temperaturas en corona de radios ra<rb debida a aporte externo de calor

desde el interior de la corona, desarrollada en el anterior apartado. Para ello,

tan sólo es necesario realizar las siguientes sustituciones:

- 0;. ∞; . 0 donde

r∞ representa un radio ficticio que tiende a infinito.

Aplicando estos cambios, se obtiene:

', ) * 2& ln "* #

2& ln 0*1′3

Manipulando esta expresión, asumiendo que los radios ficticios r∞ y r’∞

se anulan mutuamente en el infinito, y sustituyendo r y r’ por sus




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expresiones en coordenadas cartesianas, se obtiene:

', ) = * 2& · · ln 45' ) − 265' ) 7

Temperatura en un determinado punto de la instalación.

A partir de los modelos matemáticos desarrollados, teniendo en cuenta

todas las fuentes de calor que existen en una instalación eléctrica (que se

han visto en el ANEXO 2 del presente proyecto) se puede obtener la

temperatura de un determinado punto de la instalación mediante

superposición del efecto de cada una de las fuentes de calor en dicha

temperatura.

La temperatura en cualquier punto de la instalación es la superposición,

en dicho punto, del efecto térmico de:

• Las pérdidas en los conductores de cada fase de cada línea.

• Las pérdidas en las pantallas de cada fase de cada línea.

• Las pérdidas en los aislamientos de cada fase de cada línea.

• Las pérdidas de las canalizaciones de los tubos.

La temperatura ambiente del medio que rodea a la instalación.

= 8 8 9:;:<=>=?@A>=

8 8 9B;B<=>=?@A>=

8 8 9<=>=?@A>=

8 8 9CD<=>=?@A>=

E

Las pérdidas en un determinado conductor dependen de la corriente

que circula por dicho conductor, mientras que las pérdidas en una pantalla

dependen de la corriente que circula por la misma. De la misma forma, las

pérdidas que se producen en una canalización en topo dependen de la

corriente de dicha canalización. Como las corrientes que circulan por las

pantallas y las que circulan por los topos dependen de las corrientes que

circulan por los conductores, la anterior ecuación se puede simplificar,

quedando de la siguiente forma:

= F;: Donde IC representa un vector que contiene todas las corrientes que




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circulan por cada uno de los conductores que forman la instalación.

El problema para calcular la capacidad de transporte de una

determinada instalación, es por tanto, un problema con un número de

incógnitas igual al número de líneas de la instalación multiplicado por el

número de fases de cada línea, es decir, como variables del problema se

tienen las corrientes que circulan por cada uno de los conductores de la

instalación. Para poder resolver este problema se necesita un número de

ecuaciones igual al de variables existentes. Estas ecuaciones se pueden

fijando la temperatura del conductor. De esta forma se obtiene un sistema

de ecuaciones de la siguiente forma:

F;: G 0

Así se obtiene un sistema de ecuaciones no lineales en el que se ha

fijado la temperatura en determinados puntos de la instalación con un

conjunto de valores T0, y el vector de variables está formado por las

corrientes que atraviesan los conductores de las líneas que forman la

instalación.

Resolviendo el sistema de ecuaciones se obtiene el vector Ic de

corrientes por los conductores que ajustan la temperatura de los

conductores a sus valores límite. Por lo tanto, Ic es la capacidad de

transporte de la instalación, en Amperios.

El método que utiliza el programa informático para resolver el sistema

de ecuaciones anterior es mediante el algoritmo iterativo de Newton-

Rhapson. Los pasos básicos de una iteración del algoritmo son los

siguientes:

1) Dado el vector C I en la iteración n, se evalúa el error cometido

en el sistema de ecuaciones:

F;:A − G = HA

2) Si el error es menor que un determinado umbral, se detiene el

algoritmo. En caso contrario, se pasa al tercer paso.




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3) Se evalúa el jacobiano del sistema de ecuaciones con respecto

del vector de corrientes:

I;J KFLK;JM$ 4) Se obtiene el vector de corrección de las corrientes en los

conductores:

∆;: IO:PQ HA

5) Se actualiza el vector de corrientes:

;JR 1 ;JR ∆;J

6) Volver al primer paso.




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3 MODELADO TÉRMICO DE LA INSTALACIÓN

Los modelos matemáticos que se han desarrollado en el anterior

apartado, son los que se aplican sobre los modelos eléctricos de la

instalación para calcular su capacidad de transporte. Los modelos eléctricos

de la instalación son los que se han descrito en el ANEXO 2 del presente

proyecto, a excepción del modelo de pérdidas de potencia en las pantallas,

que se ha sustituido por un modelo más real que se explica a continuación.

Mientras que en el modelo eléctrico las pérdidas en una pantallas se

calculaban multiplicando por un coeficiente las pérdidas del conductor

correspondiente, el nuevo modelo de pérdidas de potencia en las pantallas

tiene en cuenta la influencia que tienen, sobre una determinada pantalla, las

corrientes que circulan por cada uno de los conductores que componen la

instalación eléctrica. Además este nuevo modelo tiene en cuenta el tipo de

puesta a tierra utilizado en la instalación, ya que es un parámetro que

influye en gran medida en las pérdidas de potencia de las pantallas.

Pérdidas de potencia en las pantallas.

Las pérdidas de potencia en las pantallas se deben por un lado a las

pérdidas óhmicas debidas al paso de las corrientes inducidas por las

pantallas, y por el otro lado a las pérdidas causadas por la existencia de

corrientes de Foucault.

o Pérdidas de potencia en las pantallas debidas a la circulación de las

corrientes inducidas.

Al paso de una corriente a través del conductor de una pantalla, se

generan unas pérdidas de potencia activa por efecto Joule, cuyo valor por

unidad de longitud es:

DT ;T2 · U

donde:

R es la resistencia del conductor en corriente alterna y a la

temperatura máxima de servicio




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Hay que tener en cuenta que las corrientes inducidas que circulan por

las pantallas de los cables, dependen de características de la instalación

eléctrica tales como el tipo de puesta a tierra, y de las corrientes de

Foucault. Las pérdidas debidas a las corrientes de Foucault se evalúan en la

sección 2.3.6.1 de la norma UNE 21144-1-1 [3]. La influencia que tienen los

distintos tipos de puesta a tierra en las corrientes inducidas en las pantallas

se estudia utilizando el modelo eléctrico de la instalación.

Para el caso que afecta al proyecto estas pérdidas por circulación son

cero, por ser una instalación cross-bonding

o Pérdidas de potencia en las pantallas debidas a las corrientes de

Foucault.

Las pérdidas de potencia en las pantallas debidas a las corrientes de

Foucault, se obtienen con la siguiente expresión:

DT V′′· DJ

donde:

V′′ es el parámetro definido en la sección 2.3.6.1 de la norma UNE

21144-1-1 [3], que relaciona las pérdidas en las pantallas con las pérdidas de

los conductores

WC son las pérdidas de potencia del conductor perteneciente al mismo

cable de la pantalla.

3.1 PARAMETROS DE LA LÍNEA

Tal y como se definió anteriormente en el anexo 2 de cálculos eléctricos

para la línea subterránea objeto, las características más importantes de la

línea son los siguientes:

Sistema Corriente alterna

trifásica

Nº de circuitos 2 circuitos

Separación entre fases 200 mm




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Configuración de la línea tresbolillo

Tensión de la Red 132 kV

Frecuencia de la red 50 Hz

Tabla 1. Características de la línea subterránea

3.2 PARAMETROS DEL CONDUCTOR

Definición: CABLE UNIPOLAR SUBTERRANEO AT 132/76kV Al 1200mm2,PANTALLA Cu 120mm3

CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS

Tensión Asignada

132 kV Tensión más elevada

145 kV

Tensión con relación tierra 76 kV Tensión soportada a impulsos 650 kV

CARACTERÍSTICAS NOMINALES

Conductor

Tipo de cuerda

Segmentado Milliken

Material conductor Al

Sección conductor

1200 mm2 Nº Hilos y Diámetro

5x(61x2,36)+(7x2,18) mm

Diámetro exterior cond.

42,2 mm

Coefi. Dilatación T=20ºC cond. 0,00403 K-1 Intensidad cc (0,5s)

161,57 kA Resistencia conductor cc T=20ºC

0,0247 Ω/km

Pantalla Semiconductora sobre conductor Material

Mezcla extrusionada termoestable

Espesor pantalla semicond.

1,5 mm

Diámetro exterior pantalla semicond. 50,18 mm

Aislamiento

Material aislamiento

XLPE

Espesor aislamiento 16 mm

Diámetro exterior aislamiento

82,18 mm

Gradiente en semiconductora interior 6,16 kV/mm

Gradiente en Aislamiento

3,74 kV/mm

Pantalla sobre aislamiento

Material pantalla sobre aisla.


Espesor pantalla sobre aisla.

1,5 mm

Diámetro exterior pantalla sobre aisla. 85,18 mm

Pantalla metálica

Tipo

Pantalla hilos




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Estanqueidad Longitudinal bajo Pantalla Cinta Hinchable Semiconductora Material pantalla

Cu

Nº Hilos

52 Diámetro hilo

1,73 mm

Sección pantalla 120 mm2 Diámetro exterior pantalla

89,92 mm

Diámetro medio pantalla

87,55 mm

Espesor pantalla

4,74 mm

Coefi. Dilatación T=20ºC pantalla 0,00393 K-1 Resistividad Óhmica cc Tª=20ºC

1,724E-08 Ωm Resistencia pantalla cc T=20ºC

0,1437 Ω/km

Barrera no propagación agua Material


Espesor barrera

0,4 mm

Cubierta exterior Material cubierta

Poliolefina ST7 grafitada resistente a llama

Material capa metálica impermeabilizante Lamina solapada de Al Espesor capa metálica

0,19 mm

Diámetro exterior cubierta 102,66 mm

Diámetro medio cubierta metálica

96,29 mm

Espesor cubierta

3,8 mm

Características frente al Fuego

UNE-EN 60332-1-2

CARACTERISTICAS DE LA INSTALACIÓN Composición Tresbolillo Diámetro de tubo 200 mm

Distancia entre circuitos 200 mm

3.3 PARAMETROS DE LA INSTALACIÓN

3.3.1 Parámetros del Terreno

El tipo de instalación donde se encentra alojadas las líneas es siempre

enterrado a lo largo de todo su trayecto, siendo los parámetros del terreno

en todo este recorrido de la instalación los mismos.

Temperatura del suelo a una profundidad de 20m ( º C) 10 ºC

Temperatura del aire ambiente( ºC) 25 ºC

H de Convección en la superficie 25 W/m2·K

Resistividad eléctrica 100 Ω·m

Resistividad Térmica 1 K·m/W




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Frecuencia de la red 50 Hz

Tabla 2. Características del terreno

Estos parámetros han sido elegidos según las condiciones de

funcionamiento en España, según las normas UNE 21144-3

3.3.2 Parámetros del encofrado de Hormigón

El encofrado de hormigón rodea a los tubos que contienen a su vez los

cables a lo largo de todo el recorrido, es decir no existe el caso en el que los

cables vayan directamente enterrados en el encofrado por exigencias de la

distribuidora encargada del mantenimiento de la red eléctrica. Las

características del encofrado de hormigón se describen a continuación.

Altura del encofrado 620 mm

Anchura del encofrado 1200 mm

Profundidad de la superficie menos profunda del enc of. 1320 mm

Resistividad Térmica 1 K·m/W

Tabla 3. Características del hormigón

En el documento 4 planos se encuentra la sección de la zanja donde se

puede ver la instalación y las dimensiones de la instalación.

3.3.3 Parámetros del tubo contenedor del cable.

Las características de este tubo se definen a continuación.

Material del Tubo Polietileno

Resistividad Térmica 0,13 K·m/W

Tabla 4. Características del tubo

A lo largo de todo el recorrido de la instalación este tubo debe estar

relleno de aire, dada la dificultad de cálculo mediante convección y radiación

en el seno del tubo, la norma UNE 21144-2-1, define unos parámetros de

convección U, V y Y, que se obtienen de una tabla en dicha norma, y que en




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nuestro modelo hemos aplicado la fórmula de esta norma para el cálculo del

comportamiento térmico del tubo, evitando con ello fenómenos extraños en

el interior del tubo, tales como regímenes turbulentos que puedan suceder.

La fórmula usada en el modelo ha sido obtenida por una combinación de

la norma UNE y de equivalencias de la sección de una corona circular

teniendo en cuenta que el conductor no se encuentra en el centro del tubo,

dado que está apoyado en la superficie inferior de este.




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4 RESULTADOS DEL MODELO TERMICO

Tras haber obtenido los parámetros eléctricos en el anexo 2, de cálculos

eléctricos de una línea subterránea, imponiendo como condición que la

temperatura del conductor no puede superar los 90 ºC, para así no

estropear la características de la capa aisladora, para estos cálculos térmicos

se ha actuado a la inversa, imponiendo la Intensidad máxima admisible de la

red impuesta por la distribuidora, obteniendo los siguientes resultados.

El estudio de la capacidad de transporte depende de varios parámetros

que lo condicionan, entre ellos se encuentra tanto la distancia entre cables

pertenecientes al mismo circuito, como la distancia entre varios circuitos,

pero hay restricciones constructivas en estos parámetros debido

principalmente a condiciones técnico-económicas de la distribuidora que

indica que estas distancias deben ser fijas, tanto para la distancia entre

cables dc=200 mm como para la distancia entre circuitos Dc=200 mm, por

lo que para este proyecto estos parámetros no pueden ser modificados.

Se han estudiado dos casos que se pueden dar en el proyecto que sería

el montaje a tresbolillos que es el habitual a lo largo de toda la línea, y el de

capa, que se evitara generalmente por su alto coste y sus deficiencias

técnicas, tales como el equilibrio en las pantallas, pero que podrá ser usado

en el caso de que constructivamente solo se pueda usar este tipo de

distribución como es el caso de algunos cruces con carreteras u otras líneas

eléctricas.

4.1 RESULTADO EN DISTRIBUCIÓN TRESBOLILLO.

A continuación se muestra para el caso más habitual usado a lo largo de

la línea subterránea en este proyecto, el campo de temperaturas producida

cuando los cables van a máxima carga según indicaciones dadas por la

distribuidora.




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Ilustración 5.Detalle Campo de Temperaturas en distribución tresbolillo

Ilustración 4. Campo de Temperaturas en distribución tresbolillo




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Podemos observar como la zona de máxima temperatura se encuentra

en el conductor, alcanzando una temperatura de 87,05ºC lo cual cumple con

las condiciones de la capa aisladora dado que esta no puede superar los

90ºC sino perdería las características aislantes y mecánicas.

Tras alguna pruebas realizadas por simple curiosidad académica se

observa que a medida que aumentamos la distancia tanto de los cables

pertenecientes a un mismo circuito como de los circuitos entre sí, la

temperatura de los conductores baja sensiblemente, como contemplamos

en la imagen a continuación en la que la se ha aumentado la distancia entre

circuitos Dc=400 mm.

Ilustración 6. Campo de Temperaturas en distribución tresbolillo Dc=400 mm

Con este cambio permitimos una máxima capacidad de transporte, pero

dado el coste constructivo que supondría no es factible para la poca

capacidad de transporte que se incrementaría.

4.2 RESULTADO EN DISTRIBUCIÓN A CAPAS.

Esta distribución en capas será utilizada, tal y como se comentaba

anteriormente, solo en casos excepcionales para cruces de aquellas




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afecciones en la que no exista la posibilidad de mantener la distribución a

tresbolillo.

Los resultados obtenidos para esta distribución si se contemplara solo el

principio térmico, sería la elegida dada que para la misma carga, la

temperatura en el conductor es menor que para el caso contemplado en el

apartado anterior con la distribución a tresbolillo. Los resultados obtenidos

del campo térmico son los mostrados en la ilustración 7:

Ilustración 7. Campo de Temperaturas en distribución en capa




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Ilustración 8. Detalle Campo de Temperaturas en distribución en capa

En este caso se contempla perfectamente como la temperatura

máxima, la cual se alcanza en el conductor, es de 83,92ºC, con lo que la

diferencia de esos 3 ºC (aprox.) nos permitiría poder llevar más carga por

dichos cables sin que mermara las características de la capa aislante de

dicho cable, la dificultad existe en otros campos técnico económicos que no

hace factible esta opción a lo largo de un recorrido muy largo.




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5 CONCLUSIÓN

Para concluir comentar que la elección de la distribución a tresbolillo

aunque térmicamente no sea la más óptima con respecto a la distribución en

capa y aunque pudiéramos separar más las distancias tanto entre cables de

un mismo circuito, como separar más los circuitos, dicha mejoría térmica

elevaría susceptiblemente la parte económica, con lo que esta solución,

manteniendo estas distancias que se ilustran en los planos de zanjas del

documento PLANOS y las cuales han sido estudiadas en apartados anteriores

es la solución más optima técnico-económica que pueda existir, y que por

esto es la que se ha usado en esta línea eléctrica subterránea.

5.4 cÁlculos tÉrmicos de una lat...

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