DESAFIOS NA MEDIÇÃO DE RESISTÊNCIA DE ATERRAMENTO DE TORRES DE LINHAS DE TRANSMISSÃO: RESULTADOS DE MEDIÇÃO, SIMULAÇÕES E RECOMENDAÇÕES

XIX ERIAC DÉCIMO NONO ENCONTRO REGIONAL IBERO-AMERICANO DO CIGRE DESAFIOS NA MEDIÇÃO DE RESISTÊNCIA DE ATERRAMENTO DE TORRES DE LINHAS DE TRANSMISSÃO: RESULTADOS DE MEDIÇÃO, SIMULAÇÕES E RECOMENDAÇÕES N.N. SOBRENOME1* X.X. SOBRENOME2 X.X. SOBRENOME3 Empresa1 Empresa2 Empresa3 País1 País2 País3 e-mail e-mail e-mail X.X. SOBRENOME4 X.X. SOBRENOME5 X.X. SOBRENOME6 Empresa4 Empresa5 Empresa6 País4 País5 País6 e-mail e-mail e-mail Resumo – A resistência de pé-de-torre é o parâmetro de maior influência na taxa de desligamento de linhas de transmissão (LTs) por incidência de descargas atmosféricas nas torres ou cabos de blindagem. A medição desse parâmetro, no entanto, se caracteriza por desafios específicos tanto na metodologia empregada quanto nos processos de medição em campo. O uso do terrômetro de alta frequência tem como ponto positivo a praticidade de não ser necessária a desconexão dos cabos contrapeso da base da torre para realização da medição. No entanto, a comparação entre os valores medidos utilizando esse instrumento, com e sem a desconexão dos cabos contrapeso da base da torre, mostra que para o caso de valores elevados de resistência de pé de torre, erros não desprezíveis de medição podem ser cometidos com essa prática. Dependendo da configuração de aterramento da estrutura e da resistividade do solo, o valor medido com o terrômetro de alta frequência (R25kHz) pode ser bastante diferente daquele medido com o terrômetro convencional de baixa frequência (RLF). Considerando as condições usuais de aterramento de pé de torre de linhas de transmissão e os valores típicos de resistividade no Brasil, normalmente R25kHz<RLF. Resultados de simulação mostram que tal diferença decorre dos efeitos capacitivo do solo e da diminuição da resistividade do solo com o aumento da frequência. Uma conclusão importante do trabalho é que o uso de R25kHz pode levar a estimativas muito otimistas do desempenho da LT frente a descargas. Palavras-chave: Descargas atmosféricas – linhas de transmissão – desempenho de linhas – resistência de pé de torre – medição de resistência de pé de torre – terrômetro – impedância de aterramento 1 INTRODUÇÃO As longas extensões das linhas de transmissão (LTs) e a usual altura pronunciada de suas estruturas em relação ao solo determinam uma probabilidade elevada de incidência direta de descargas, com possibilidade de desligamento em decorrência da solicitação imposta aos isoladores pelas sobretensões resultantes. A resistência de pé-de-torre é o parâmetro de maior influência na taxa de desligamento de LTs por incidência de descargas atmosféricas nas torres ou cabos de blindagem [1]. Quanto maior a resistência de aterramento de uma torre, maior será a probabilidade de ocorrência de uma descarga disruptiva de retorno quando ela for atingida por uma descarga atmosférica. Portanto, a precisão da medição é de fundamental importância para a avaliação da performance do sistema de aterramento e do desempenho da LT frente a descargas atmosféricas. 21 a 25 de maio de 2023 CE C4 – Desempenho de Sistemas Elétricos CE-NN Foz do Iguaçu, Brasil 2 Por outro lado, a medição da resistência de aterramento de pé-de-torre de LTs se caracteriza por desafios específicos tanto na metodologia empregada quanto nos processos de medição em campo. Nesse contexto, o objetivo principal deste trabalho é apresentar e discutir algumas das principais dificuldades encontradas na medição de resistência de aterramento de estruturas de LTs. Adicionalmente, tendo como base resultados de medição em estruturas de LTs em operação e de simulações, são objetivos específicos: 1) analisar a representatividade de resultados de medição de instrumentos tipicamente utilizados - terrômetro de alta frequência e terrômetro convencional; 2) discutir qual parâmetro é o mais adequado para representação do aterramento de pé-de-torre em estudos de desempenho de linhas frente a descargas atmosféricas. 2 ASPECTOS BÁSICOS DO COMPORTAMENTO DE ATERRAMENTO DE LINHAS DE TRANSMISSÃO FRENTE A DESCARGAS ATMOSFÉRICAS Dadas as características típicas de LTs brasileiras, e a intensa atividade atmosféricas em certas regiões, elas são altamente susceptíveis à incidência direta de descargas atmosféricas. Em função de seu caráter impulsivo, as correntes de descarga atmosférica apresentam um espectro representativo de frequências que vai desde 0 Hz até alguns MHz [2]. Nessa faixa de frequências, os efeitos reativos, indutivo e capacitivo, são relevantes, bem como os efeitos de propagação ao longo dos eletrodos de aterramento [3]. Nesse caso, o comportamento do sistema de aterramento de pé de torre é consistentemente descrito por uma impedância dependente da frequência, também chamada de impedância harmônica. A Fig. 1 ilustra o módulo da impedância harmônica de uma configuração de aterramento típica de uma LT de 500 kV, composta por quatro cabos contrapeso, cada um de 75 m, enterrados em um solo de 2000 m. O resultado é apresentado entre 100 Hz e 1 MHz e foi obtido por meio de simulação computacional utilizando um modelo eletromagnético rigoroso [4]. Fig. 1. Impedância harmônica de aterramento de um arranjo composto por 4 cabos contrapeso de 75 m cada em um solo de 2000 m. De acordo com a Fig. 1, a impedância apresenta um módulo aproximadamente constante na faixa de baixas frequências e, após cerca de 1 kHz, decresce com o aumento da frequência. Esse comportamento decorre do aumento da dispersão de corrente de natureza capacitiva para o solo, ou aumento do “efeito capacitivo” do aterramento, o que provoca uma diminuição da impedância. Com o aumento adicional da frequência, o “efeito indutivo” torna-se progressivamente relevante e tende a compensar o efeito capacitivo. Na faixa superior de frequências, o efeito indutivo torna-se predominante e provoca um aumento da impedância de aterramento. Vale salientar que, considerando configurações usuais de aterramento de linhas de transmissão, o perfil típico da curva de impedância ilustrada na Fig. 1 é preservado para outros comprimentos de cabo contrapeso e valores de resistividade do solo, com a principal diferença de que o efeito capacitivo tende a ser mais pronunciado no caso de solos de maior resistividade. Considerando o descrito, a forma mais completa e rigorosa de representação do comportamento do aterramento de pé de torre frente a descargas atmosféricas é por meio de sua impedância dependente da 3 frequência 1 . Por outro lado, considerando aplicações de engenharia, representações compactas do aterramento, que possam ser diretamente utilizadas em programas de cálculo de desempenho como o IEEE FLASH [1], são desejáveis. Dessas, aquela mais amplamente utilizada é a resistência de aterramento de baixa frequência (RLF), que corresponde ao valor constante de impedância de aterramento na faixa de baixas frequências (para o caso da Fig. 1, RLF16,5 ). Normalmente, essa representação leva a resultados conservadores na análise de desempenho de LTs frente a descargas [5]. Uma outra representação corresponde à chamada impedância impulsiva de aterramento (ZP), que é dada pela relação entre os valores de pico da elevação de potencial no ponto de injeção de corrente e da corrente injetada. De acordo com a recente brochura do CIGRE sobre cálculo de desempenho de linhas, essa representação leva a estimativas do desempenho da linha frente a descargas similares àquelas que seriam obtidas com a utilização da representação mais completa via impedância dependente da frequência [6]. 3 MEDIÇÃO DE RESISTÊNCIA DE ATERRAMENTO DE PÉ DE TORRES DE LTs 3.1 Aspectos Básicos do Método da Queda de Potencial O método da queda de potencial corresponde à técnica de medição tipicamente empregada para medição da resistência de aterramento de torres de linhas de transmissão. A Fig. 2(a) ilustra uma montagem que implementa o método para medição da resistência de um sistema de aterramento identificado como AT [7], [8]. O método consiste, basicamente, na injeção de uma corrente no solo por meio do aterramento sob teste (AT) com o auxílio de um eletrodo auxiliar de corrente (identificado como EC) que fecha o circuito. A queda de tensão no solo provocada pela circulação da corrente é detectada pelo eletrodo de potencial (identificado como EP). Ao se deslocar o eletrodo EP entre AT e EC, registrando-se ponto a ponto as indicações do terrômetro, obtém-se uma curva com perfil similar ao ilustrado na Fig. 2(b). A medição da resistência de aterramento deve ser realizada na região plana da curva da Fig. 2(b), também chamada de patamar de potencial. Vale salientar que para obtenção da região de patamar ilustrada, o eletrodo de corrente deve ser colocado a uma distância D suficientemente grande do aterramento sob teste, de modo que os efeitos mútuos entre o aterramento sob teste e o eletrodo de corrente sejam desprezíveis. A distância D adequada depende das dimensões do aterramento sob teste e é tão maior quanto mais extenso for o sistema de aterramento. Se o eletrodo de corrente não for posicionado a uma distância adequada, a região plana da curva da Fig. 2(b) pode ser de difícil identificação ou mesmo desaparecer completamente, conforme ilustrado na Fig. 2(c). EP EC AT IT IT P D ITIT terrômetro C2P2P1C1 Rx RT RT + REC Fig. 2-a. Método da queda de potencial Fig. 2-b. Região de patamar de potencial Fig. 2-c. Influência da redução da distância D na identificação do patamar de potencial 1 No cálculo da impedância harmônica de aterramento, naturalmente considera-se que o sistema é linear; portanto, os efeitos de ionização do solo são desprezados. Essa suposição é consistente no cabo de longos cabos contrapeso, como é o caso típico brasileiro. P→ ? 4 3.2 Desafios Envolvidos na Medição da Resistência de Aterramento de Estruturas de LTs Além dos desafios intrínsecos a medições em condições de campo, a medição da resistência de aterramento de estruturas de LTs encerra alguns desafios específicos. Um desses desafios corresponde à necessidade de se estender os circuitos de corrente e tensão a distâncias muito grandes para obter o patamar de potencial e medir, de forma confiável, a resistência de aterramento. Isso decorre dos usuais longos comprimentos de cabo contrapeso, especialmente no caso de solos de resistividade moderada ou alta. Considerando essa condição, cabos contrapeso com comprimento entre 60 m e 120 m (por perna da torre) são usuais e a distância D mostrada na Fig. 2(a) para obtenção do patamar de potencial pode ser tão grande quanto 250 m (ou superior). Um erro típico na medição de resistência de pé de torre consiste no lançamento de circuito de corrente com comprimento insuficiente, o que faz com que as medições com o eletrodo de potencial em, normalmente, três posições distintas apresentem diferenças não desprezíveis (superiores a 10%). Um outro desafio refere-se à necessidade de um nível de corrente (fornecida pelo instrumento de medição) adequado para uma medição confiável. Dentre os elementos do circuito de medição, aquele que mais limita o nível de corrente fornecida pelo instrumento é o eletrodo de retorno de corrente, notadamente a sua resistência de aterramento. Note que a resistência de aterramento desse eletrodo pode ser bastante elevada, especialmente se ele for constituído por uma única haste e, adicionalmente, se o solo for de resistividade moderada ou alta. O uso de um eletrodo de corrente constituído por múltiplas hastes interligadas, além do umedecimento do solo em torno dessas hastes com uma solução salina, contribui para a obtenção da corrente mínima necessária para a medição. No caso de o eletrodo de retorno de corrente apresentar valor elevado de resistência de aterramento 2 , o instrumento de medição pode indicar um valor de resistência do aterramento sob teste, mas emite um sinal sonoro indicando que o nível de corrente fornecida não é suficiente para que a medição seja realizada dentro das especificações de exatidão; dependendo do instrumento de medição, ainda, apenas uma mensagem de erro é exibida não havendo indicação do valor de resistência medido. Além dos desafios mencionados, a medição com cabos de blindagem ou para-raios instalados envolve complexidades adicionais. Dada a conexão entre as torres de uma LT via cabos de blindagem, ao se realizar a medição da resistência de pé de torre empregando o método da queda de potencial e um terrômetro convencional (aqui chamado de “terrômetro ou medidor de baixa frequência”), apenas uma parcela da corrente fornecida elo instrumento percorre efetivamente o aterramento sob teste. Nesse caso, uma parcela substancial da corrente sobe pela torre sob medição e é dispersa no aterramento de estruturas adjacentes. Portanto, a resistência medida não corresponde à resistência da estrutura sob teste, mas sim ao paralelo das resistências de aterramento de uma série de estruturas conectadas via os cabo de blindagem. As soluções usuais para medição da resistência com os cabos de blindagem instalados são: (i) a desconexão dos eletrodos de aterramento da torre antes de se realizar a medição⎯solução considerada laboriosa e, dependendo das condições da estrutura, inviável; (ii) ou o uso do medidor de alta frequência (aqui chamado de “terrômetro ou medidor de alta frequência ou de 25 kHz”)⎯solução considerada prática e amplamente adotada pelo setor de transmissão de energia. 3.3 O Uso do Terrômetro de Alta Frequência para Medição da Resistência de Aterramento de Pé de Torre: Aspectos Básicos e Limitações Como descrito na seção 3.2, considerando uma LT já em operação, isto é, com os cabos de blindagem instalados, para realização da medição de resistência utilizando um terrômetro de baixa frequência, seria necessária a desconexão dos cabos de blindagem ou, alternativamente, a desconexão dos cabos contrapeso da base da torre (e interligação deles antes de realizar a medição). Com o intuito de contornar as dificuldades mencionadas, são utilizados os chamados terrômetros de alta frequência. O princípio de funcionamento desse terrômetro especial consiste na injeção de uma corrente de frequência elevada (tipicamente 25 kHz). Nessa faixa de frequências, a impedância indutiva (L=2fL) dos cabos de blindagem é elevada e, em princípio, bem superior ao valor da resistência de aterramento da torre. Sob essa hipótese, praticamente a totalidade da corrente fornecida pelo instrumento de medição percorre o aterramento da torre sob teste, sendo desprezível a parcela que flui para as torres adjacentes, 2 O valor limite de resistência de aterramento do eletrodo de retorno de corrente vai depender do tipo de instrumento de medição e do fabricante. 5 mesmo ao se manter a conexão dos cabos de blindagem. Nesse caso, o instrumento indica um resultado de medição que corresponde basicamente à “resistência de aterramento” 3 da torre sob teste à frequência de 25 kHz (aqui chamada de R25kHz). A utilização do terrômetro de 25 kHz deve ser vista com cautela no caso de linhas de transmissão instaladas sobre solos de alta resistividade. Isso porque, nesses casos, a resistência de aterramento (R25kHz) é usualmente elevada e a consideração de que a impedância do cabo de blindagem é muito maior do que R25kHz pode deixar de ser estritamente válida. Muitas vezes essa condição não é avaliada em campanhas de medição. 4 RESULTADOS EXPERIMENTAIS E ANÁLISES 4.1 Metodologia de Medição Foram realizadas medições da resistência de aterramento de uma série de estruturas das LTs 500 kV Bacabeira−Parnaíba III (C1 e C2) da Argo Energia em três condições distintas, todas elas empregando o método da queda de potencial: 1) medição com cabos contrapeso conectados à torre, utilizando o terrômetro de alta frequência; 2) medição com cabos contrapeso desconectados da torre, utilizando o terrômetro de alta frequência; 3) idem ao anterior, porém utilizando o terrômetro convencional (baixa frequência). A silhueta típica das LTs em questão é do tipo estaiada, e as estruturas em que as medições foram realizadas encontramse em solos predominantemente de alta resistividade. A Fig. 3 ilustra o arranjo de medição utilizado. O eletrodo de retorno de corrente é cravado a uma distância mínima de 2x a maior extensão da perna de contrapeso utilizada na estrutura, contada a partir do limite da faixa de servidão da linha. Em algumas condições de medição, foi necessária a utilização de um conjunto de hastes em paralelo para o eletrodo de retorno de corrente ou umedecimento do solo no entorno. As três posições da haste de potencial são definidas como: P2 em uma posição a 60% da distância contada entre o limite da faixa de servidão e o eletrodo de corrente (aqui chamada de distância DX); P1 é definido movendo a haste de potencial de P2 em 7,5% de DX na direção do aterramento sob teste; P3 é definido movendo a haste de potencial de P2 em 7,5% de DX na direção do eletrodo de corrente. De acordo com a NBR 15749 (2009) [7], pode-se considerar que a medição está sendo realizada na região do patamar de potencial se a diferença percentual entre os valores medidos com as hastes de potencial em P1 e P3 e o valor medido em P2 não ultrapassar 10%. Nas medições apresentadas a seguir, essa condição de medição foi verificada e adotou-se como valor de resistência de aterramento a média aritmética dos 3 valores medidos. Especificamente, este trabalho apresenta os resultados de medição obtidos para duas estruturas com o intuito de salientar alguns aspectos importantes na medição de resistência de pé de torre de linhas de transmissão. Fig. 3. Configuração utilizada nas medições de resistência de pé de torre 3 Vale mencionar que, tendo-se em conta a frequência mais elevada da corrente injetada no aterramento, os efeitos reativos podem ser importantes (especialmente o efeito capacitivo, considerando as condições usuais de aterramento de pé de torre de linhas de transmissão e os valores típicos de resistividade no Brasil). Portanto, rigorosamente, o que se mede é a impedância harmônica de aterramento para a frequência sob teste, e não a resistência de aterramento. Nota (1): W: comprimento da faixa de servidão; L: comprimento da perna de contrapeso. 6 4.2 Resultado de Medição para Torre 553 (C2) Os resultados de medição, tomados como a média dos valores medidos com as hastes de potencial nas posições P1, P2 e P2, estão indicados na Tabela I. TABELA I. RESULTADOS DE MEDIÇÃO NA TORRE 553 (C2) Valor medido () R25kHz (sem desconexão dos contrapesos) 17,5 R25kHz (com desconexão dos contrapesos) 21,8 RLF 45,2 De acordo com a Tabela I, o valor de R25kHz medido sem a desconexão dos cabos contrapeso é menor em relação à medição em que tal desconexão é realizada. Isso decorre do fato de que, com a conexão mantida, mesmo com a injeção de uma corrente com frequência mais elevada, parte da corrente fornecida pelo instrumento ainda é desviada para as estruturas adjacentes. Para o caso em questão, a diferença entre os valores medidos com e sem desconexão dos cabos contrapeso é de cerca de 20%. No entanto, na medição com desconexão dos eletrodos de aterramento da estrutura, deve ser considerado que a resistência medida tende a ter um valor maior do que o real, uma vez que não é considerada a contribuição das fundações da estrutura. Portanto, pode-se considerar, em termos práticos, uma diferença da ordem de 10% entre os valores medidos com o terrômetro de alta frequência, com e sem desconexão dos cabos contrapeso. Essa diferença percentual é aceitável em termos práticos, considerando as incertezas envolvidas em medições de aterramentos de pé de torre. Nota-se que o valor medido com o instrumento de baixa frequência (RLF) é cerca de 2x maior do que aquele medido com o terrômetro de alta frequência com a desconexão dos cabos contrapeso. Para melhor compreender essa diferença, foi simulada, utilizando um modelo eletromagnético rigoroso [4], a impedância harmônica de aterramento da estrutura. Para a simulação, o valor de resistividade aparente foi estimado considerando o valor medido de resistência de aterramento com o terrômetro de baixa frequência e conhecendo o arranjo de aterramento, que está ilustrado na Fig. 4-a, de acordo com o documento de projeto. A simulação compreendeu frequências entre 60 Hz e 1 MHz e a dependência da frequência dos parâmetros elétricos do solo foi incluída, com a consideração da dispersão estatística desse fenômeno de acordo com [9], [10]. A Fig. 4-b ilustra o resultado de simulação que corresponde ao módulo da impedância harmônica, Z(ω), entre 60 Hz e 1 MHz. Também é indicado no gráfico o valor medido com o terrômetro de alta frequência com a desconexão dos cabos contrapeso. De acordo com o gráfico, a impedância harmônica de aterramento diminui com o aumento da frequência entre 1 kHz e cerca de 80 kHz. Isso decorre, fundamentalmente, do aumento da corrente capacitiva no solo e da redução da resistividade do solo com o aumento da frequência, fazendo com que o valor medido em 25 kHz difira daquele medido utilizando o terrômetro de baixa frequência [11]. Adicionalmente, observa-se uma excelente concordância entre o valor da impedância harmônica calculada e medida em 25 kHz. Por fim, a impedância impulsiva também foi calculada por meio de simulações, considerando uma corrente representativa de primeiras descargas de retorno, sendo obtido um valor de ZP30 , o que indica que R25kHz<ZP<RLF. 7 Fig. 4–a. Configuração de aterramento (T553) Fig. 4–b. Impedância harmônica simulada (T553) 4.3 Resultado de Medição para Torre 532 (C1) Os resultados de medição, tomados como a média dos valores medidos com as hastes de potencial nas posições P1, P2 e P2, estão indicados na Tabela II. TABELA II. RESULTADOS DE MEDIÇÃO NA TORRE 532 (C1) Valor medido () R25kHz (sem desconexão dos contrapesos) 58,1 R25kHz (com desconexão dos contrapesos) 110,23 RLF 134,33 De acordo com a Tabela II, os valores de R25kHz medidos com e sem a desconexão dos cabos contrapeso apresentam uma diferença percentual expressiva de 47%. Essa diferença, bem mais significativa do que para o caso anterior, decorre do fato de que a premissa na qual o medidor de alta frequência se baseia, isto é, impedância indutiva dos cabos de blindagem muito superior à resistência de aterramento da torre sob teste, deixa de ser estritamente válida. Nesses casos, uma parcela significativa da corrente aplicada à torre pode fluir pelos cabos de blindagem e ser injetada em estruturas adjacentes. Observa-se, também, que o valor medido em 25 kHz, com a desconexão dos cabos contrapeso, é menor do que o valor medido com o instrumento de baixa frequência. Simulações, segundo as mesmas premissas anteriores, foram realizadas, considerando o arranjo de aterramento mostrado na Fig. 5-a. A Fig. 5-b ilustra o resultado de simulação que corresponde ao módulo da impedância harmônica entre 60 Hz e 1 MHz, sendo também indicado o valor medido com o terrômetro de alta frequência com a desconexão dos cabos contrapeso. De modo similar ao caso anterior, o módulo da impedância harmônica diminui entre 1 kHz e cerca de 115 kHz, em decorrência da manifestação do efeito capacitivo no aterramento e da redução da resistividade do solo com o aumento da frequência. Isso explica por que o valor medido em 25 kHz é menor do que aquele medido em baixas frequências. Novamente, foi possível reproduzir por meio de simulações, com exatidão razoável, o valor medido em 25 kHz com a desconexão dos cabos contrapeso. A impedância impulsiva também foi calculada por meio de simulações, sendo obtido um valor de ZP117 , o que indica, novamente, que R25kHz<ZP<RLF. Fig. 5–a. Configuração de aterramento (T532) Fig. 5–b. Impedância harmônica simulada (T532) 5 DISCUSSÃO E CONCLUSÕES Com base nos resultados de medição e simulação mostrados na seção anterior, apresentam-se a seguir algumas discussões com foco, especialmente, na representatividade do valor de resistência medido utilizando o terrômetro de alta frequência (R25kHz). Primeiro, é importante destacar que o valor de medição indicado pelo terrômetro de alta frequência (R25kHz) não corresponde à resistência de aterramento (RLF) como usualmente referida na literatura e indústria. A última refere-se a um parâmetro de baixa frequência, enquanto a primeira corresponde ao módulo da impedância harmônica em 25 kHz (considerando a frequência de operação típica de instrumentos 8 comerciais). Para as condições usuais de aterramento de linhas de transmissão e condições típicas de solo brasileiro, na grande maioria das situações tem-se R25kHz<RLF, conforme resultados de medição apresentados. O valor medido com o instrumento de alta frequência, isto é, a impedância em 25 kHz, pode ser utilizado para avaliar a condição do aterramento. Porém, deve-se atentar para o fato de que para valores elevados de R25kHz, a premissa de funcionamento do terrômetro de alta frequência, isto é, que a impedância indutiva dos cabos de blindagem é muito maior do que a resistência de aterramento da torre sob teste, deixa de ser válida. Nesses casos, embora o valor medido possa ser utilizado como um indicativo da condição do aterramento, ele pode conter erros e se desviar significativamente do valor verdadeiro da impedância de aterramento em 25 kHz. Ainda de acordo com os resultados de medição e simulação, a impedância impulsiva de aterramento (ZP), embora seja inferior à resistência de aterramento, é maior do que R25kHz. Diante disso, embora o valor medido com o terrômetro de alta frequência, dentro de seus limites de aplicação, possa ser utilizado para avaliar a condição do aterramento, sugere-se fortemente que ele não seja utilizado em estudos de desempenho de linhas frente a descargas. Dado que, tipicamente, R25kHz<ZP<RLF, o cálculo de desempenho da LT utilizando as resistências medidas em 25 kHz tende a produzir estimativas mais otimistas do que a realidade. Para cálculo do desempenho da linha de transmissão frente a descargas sugere-se o uso da impedância impulsiva ou, de forma conservadora, da resistência de aterramento de baixa frequência. A última pode ser obtida por meio de medição empregando o método da queda de potencial com os cabos contrapeso desconectados da torre; a primeira, pode ser obtida a partir da utilização de fórmulas disponíveis na literatura em função da resistência de aterramento medida [5]. Por fim, extensos resultados de simulação sugerem ser possível a obtenção de um fator de conversão do valor medido de R25kHz para RLF ou ZP. Esses resultados estão em análise pela equipe envolvida no presente trabalho. 6 REFERÊNCIAS [1] IEEE Std 1243-1997, “IEEE Guide for Improving the Lightning Performance of Transmission Lines,” New York, 1997. [2] Working Group C4.407, “CIGRE TB 549: Lightning parameters for engineering applications,” CIGRE, Paris, 2013. [3] S. Visacro, “A Comprehensive Approach to the Grounding Response to Lightning Currents,” IEEE Trans. Power Deliv., vol. 22, no. 1, pp. 381–386, Jan. 2007. [4] Working Group C4.37, “CIGRE TB 785: Electromagnetic computation methods for lightning surge studies with emphasis on the FDTD method,” Paris, 2019. [5] R. Alipio, M. Guimaraes, N. Duarte, and M. T. C. de Barros, “Prompt calculation of tower-footing impulse impedance considering different levels of conservativeness for the frequency dependence of soil parameters,” in 2021 35th International Conference on Lightning Protection (ICLP) and XVI International Symposium on Lightning Protection (SIPDA), Sep. 2021, pp. 1–7. [6] Working Group C4.23, “CIGRE TB 839: Procedures for Estimating the Lightning Performance of Transmission Lines – New Aspects,” Paris, 2021. [7] Associação Brasileira de Normas Técnicas (ABNT), “NBR 15749: Medição de resistência de aterramento e de potenciais na superfície do solo em sistemas de aterramento,” Rio de Janeiro, 2009. [8] Institute of Electrical and Electronics Engineers (IEEE), “IEEE Std 81 - IEEE Guide for Measuring Earth Resistivity, Ground Impedance, and Earth Surface Potentials of a Grounding System,” New York, 2012. [9] R. Alipio and S. Visacro, “Modeling the frequency dependence of electrical parameters of soil,” IEEE Trans. Electromagn. Compat., vol. 56, no. 5, pp. 1163–1171, 2014. [10] Working Group C4.33, “CIGRE TB 781: Impact of soil-parameter frequency dependence on the response of grounding electrodes and on the lightning performance of electrical systems,” CIGRE, Paris, 2019. [11] R. Alipio and S. Visacro, “Frequency Dependence of Soil Parameters: Effect on the Lightning Response of Grounding Electrodes,” IEEE Trans. Electromagn. Compat., vol. 55, no. 1, pp. 132–139, Feb. 2013.