Saturación Asimétrica de TCs y Protección Óptica de Arco en Complejos Residenciales

Dinámica de Falla en Redes de Distribución de Nueva Generación

La descarbonización de los complejos residenciales modernos ha impulsado la integración masiva de tecnologías de alta densidad energética, principalmente sistemas de recarga de vehículos eléctricos (EVSE - Electric Vehicle Service Equipment) de alta potencia y sistemas de climatización por aerotermia (bombas de calor aire-agua con inversores de frecuencia). Esta transición tecnológica altera fundamentalmente la naturaleza de la carga eléctrica, sustituyendo las cargas resistivas e inductivas lineales tradicionales por cargas no lineales acopladas mediante electrónica de potencia. Durante una falla de cortocircuito cercana (falla "close-in") en el lado de media o baja tensión de la subestación de distribución, el comportamiento del sistema ya no está gobernado únicamente por la impedancia de las máquinas rotativas síncronas tradicionales. La presencia masiva de inversores con etapas Front-End Activas (AFE) y rectificadores de diodos/tiristores con filtros capacitivos masivos introduce una dinámica transitoria compleja. Los inversores de los EV y de los compresores de aerotermia operan bajo algoritmos de control de corriente de alta velocidad que limitan de manera activa su contribución a la corriente de falla, típicamente a valores entre 1.1 y 1.5 veces su corriente nominal. Sin embargo, la descarga ultra-rápida de los condensadores de enlace de CC (DC-link) de estos dispositivos durante los primeros microsegundos de la falla genera un pico transitorio de corriente de alta frecuencia que se superpone a la componente de frecuencia industrial. Además, la topología de la red de distribución en estos complejos residenciales suele presentar una relación X/R (reactancia a resistencia) significativamente alterada. El uso de cables subterráneos de gran sección para minimizar las caídas de tensión por la alta demanda simultánea de los EV, junto con la proximidad a transformadores de distribución de alta potencia (típicamente de 1000 kVA a 2500 kVA para abastecer la demanda concentrada), resulta en una impedancia de bucle de falla extremadamente baja con una constante de tiempo de CC ($T_a$) sumamente elevada en el punto de acoplamiento común (PCC). Esta combinación de factores propicia la aparición de corrientes de falla con un desplazamiento asimétrico de corriente continua (DC offset) sumamente pronunciado y de lenta amortiguación, exigiendo al límite a los sistemas de protección y, en específico, a los transformadores de corriente (TCs) encargados de alimentar a los relés de protección. ---

Física de la Saturación Asimétrica de los Transformadores de Corriente (TCs)

La saturación de un transformador de corriente es un fenómeno electromagnético gobernado por la ley de inducción de Faraday y las propiedades magnéticas del material del núcleo (generalmente aleaciones de acero al silicio de grano orientado). Cuando una corriente de cortocircuito fluye por el devanado primario, el flujo magnético en el núcleo debe incrementarse para inducir la fuerza electromotriz (FEM) necesaria en el devanado secundario que permita circular la corriente secundaria a través de la impedancia total del bucle (carga del TC o burden más la resistencia propia del devanado). La corriente primaria de falla generalizada, considerando un sistema lineal equivalente, se expresa matemáticamente como: Donde:

• $Ipk$ es el valor de pico de la componente simétrica de la corriente de cortocircuito.
• $\omega$ es la frecuencia angular del sistema ($2\pi f$).
• $\theta$ es el ángulo de inicio de la falla.
• $\phi$ es el ángulo de fase de la impedancia de cortocircuito del sistema ($\tan^{-1}(\omega L / R)$).
• $T_a = L/R$ es la constante de tiempo de desintegración de la componente unidireccional de corriente continua (DC offset) de la red primaria.

El flujo magnético total en el núcleo del TC, $\Psi(t)$, es la suma del flujo alterno simétrico $\Psi_{ac}(t)$, el flujo transitorio asimétrico producido por la componente de corriente continua $\Psi_{dc}(t)$, y el flujo remanente preexistente en el núcleo $\Psi_r$: La componente de flujo transitorio unidireccional se obtiene mediante la integración de la componente de corriente continua de la corriente primaria transferida al secundario, asumiendo un comportamiento ideal antes de la saturación: Donde:

• $R_s$ es la resistencia total del circuito secundario (resistencia del devanado secundario del TC, $Rct$, más la resistencia de los cables de conexión, $Rlead$, más la impedancia de entrada del relé, $Rburden$).
• $N_s$ es el número de espiras del devanado secundario.

El Mecanismo de Acumulación de Flujo Transitorio

Cuando ocurre una falla con el máximo desplazamiento de CC posible ($\theta - \phi = -\pi/2$), la componente unidireccional del flujo se acumula de manera monótona durante los primeros ciclos de la falla. A diferencia del flujo simétrico $\Psi_{ac}(t)$, que oscila alrededor de cero con un valor pico proporcional a $\frac{R_s Ipk}{\omega N_s}$, la componente $\Psi_{dc}(t)$ acumula un valor que es proporcional a $\omega T_a$ veces el flujo simétrico de pico. En redes con un elevado valor de $T_a$ (típico de subestaciones residenciales masivas equipadas con grandes transformadores y baja resistencia de cables de distribución), el factor $\omega T_a$ puede superar fácilmente valores de 15 a 30. Esto significa que el flujo requerido para transformar fielmente la componente de CC es de 15 a 30 veces mayor que el flujo requerido para la componente de CA puramente simétrica. Una vez que el flujo total $\Psi(t)$ supera el flujo de saturación del núcleo ($\Psi_{sat}$), la permeabilidad magnética incremental del núcleo ($\mu_{\Delta} = dB/dH$) colapsa de su valor de estado estable (típicamente entre $10,000\mu_0$ y $100,000\mu_0$) a un valor cercano al de la permeabilidad del vacío ($\mu_0$). En este instante, el TC entra en saturación asimétrica profunda, perdiendo su capacidad de transferir corriente al circuito secundario durante el semiciclo donde la polaridad de la corriente primaria coincide con la dirección del flujo acumulado. ---

Impacto de las Cargas Electrónicas de Potencia (EV & Aerotermia) en la Dinámica de Falla

La penetración de cargadores de vehículos eléctricos de corriente continua (buses de recarga rápida con rectificadores activos de tres niveles tipo Vienna o puentes activos duales) y sistemas de aerotermia altera drásticamente los parámetros clásicos de cortocircuito de la red de distribución. Estas cargas introducen dinámicas no lineales que modifican tanto el valor eficaz de la corriente de falla como la forma de onda de la misma.

Comportamiento Dinámico de los Convertidores Electrónicos

A diferencia de los motores de inducción tradicionales (utilizados en sistemas de climatización antiguos) que aportaban una corriente de cortocircuito inicial elevada debido a la fuerza contraelectromotriz residual, los sistemas de aerotermia modernos basados en inversores de frecuencia limitan de forma instantánea su corriente de salida mediante lazos de control de corriente por vectores de campo (FOC). Durante un hueco de tensión provocado por una falla cercana, el lazo de control de corriente (con un ancho de banda típico de 1 a 3 kHz) actúa en un rango de 2 a 5 milisegundos para limitar la corriente de salida del convertidor. Sin embargo, durante los primeros 1 a 2 milisegundos, antes de que los lazos de control de corriente del inversor puedan reaccionar, los condensadores del filtro de salida de los cargadores de EV y de los inversores de aerotermia se descargan directamente en el punto de falla. Esta descarga genera un transitorio de corriente de alta frecuencia y gran amplitud, con una tasa de subida de corriente ($di/dt$) extremadamente elevada: Donde:

• $Vdc0$ es la tensión del bus de CC previa a la falla.
• $Ceq$ y $Leq$ son la capacitancia equivalente de los filtros de los equipos y la inductancia de los cables de conexión hasta el punto de falla, respectivamente.
• $\alpha = Req / (2 Leq)$ es el factor de amortiguamiento.
• $\omega_d = \sqrt{\frac{1}{LeqCeq} - \alpha^2}$ es la frecuencia de oscilación amortiguada del transitorio de descarga.

Este pulso transitorio de alta frecuencia de los condensadores, sumado a la componente de CC de la red de distribución de media tensión que alimenta al transformador de la subestación, acelera drásticamente el proceso de saturación del núcleo de los TCs. La alta tasa de cambio del flujo magnético inducido por este transitorio de corriente de descarga inicial puede provocar que el núcleo del TC alcance la saturación en una fracción de ciclo (menos de 5 milisegundos), mucho antes de lo previsto por los métodos de cálculo de saturación estándar basados únicamente en corrientes de frecuencia industrial.

Modificación de la Constante de Tiempo del Sistema ($T_a$)

La concentración de filtros armónicos activos, bancos de condensadores para la corrección del factor de potencia y la propia topología de las etapas de entrada de los cargadores de EV modifican la impedancia equivalente de secuencia positiva y cero de la red. Al disminuir la resistencia efectiva equivalente de la red (debido al sobredimensionamiento de conductores para mitigar el calentamiento por corrientes armónicas de alta frecuencia) y mantener una inductancia elevada debido a los transformadores de acoplamiento, la relación $X/R$ global de la red de distribución interna del complejo residencial se incrementa sensiblemente. Un incremento en la relación $X/R$ de, por ejemplo, 8 a 24, incrementa la constante de tiempo de desintegración de la componente de CC ($T_a$) de 25 ms a 76 ms. Como consecuencia, cualquier falla que ocurra en las cercanías de la subestación de distribución presentará una componente de CC que persistirá durante varios ciclos, aumentando de forma exponencial la probabilidad de saturación asimétrica persistente en los TCs de protección. ---

Análisis Forense de Fallas en Sistemas de Protección y Equipamiento Eléctrico

La saturación asimétrica de los TCs deteriora gravemente la fidelidad de la señal de corriente secundaria entregada a los relés de protección de sobrecorriente (50/51), protección diferencial (87) y protección de distancia (21). Cuando un TC se satura asimétricamente, la corriente secundaria colapsa a cero durante la porción saturada de cada ciclo, como se ilustra en la siguiente representación conceptual: Este colapso de la corriente secundaria introduce consecuencias catastróficas en el desempeño de los sistemas de protección y en la integridad del equipamiento de la subestación.

Malfuncionamiento de las Protecciones de Sobrecorriente (50/51)

Los relés de sobrecorriente numéricos modernos procesan la señal secundaria de los TCs mediante algoritmos de estimación de parámetros basados en la Transformada Rápida de Fourier (FFT) o filtros de Kalman para extraer la componente fundamental de frecuencia industrial (50 Hz o 60 Hz). Cuando la corriente secundaria se deforma debido a la saturación asimétrica, el contenido de la componente fundamental calculado por el relé disminuye drásticamente en comparación con la corriente real del primario. Esta reducción artificial de la corriente medida por el relé produce dos efectos críticos:

• Retardo inaceptable en el disparo de la protección de sobrecorriente temporizada (51): Al calcular una corriente eficaz fundamental significativamente menor a la real, el relé opera sobre una sección de la curva de tiempo inverso con un retraso muy superior al coordinado. Esto prolonga la duración de la falla en la red.
• Fallo de operación de la unidad de sobrecorriente instantánea (50): Si la corriente estimada por el relé debido a la distorsión por saturación no alcanza el valor de ajuste (pickup), la protección instantánea simplemente no opera, dejando la eliminación de la falla en manos de las protecciones de respaldo de la red aguas arriba.

Operación Incorrecta de la Protección Diferencial (87)

La protección diferencial de barras o de transformadores (87) se basa en la primera ley de Kirchhoff, comparando la suma vectorial de las corrientes que entran y salen de la zona protegida. En condiciones normales o durante una falla externa a la zona de protección, la corriente diferencial teórica es cero. Si ocurre una falla externa de gran magnitud (por ejemplo, en un alimentador de salida de cargadores de EV) y el TC de ese alimentador específico se satura asimétricamente debido a la elevada corriente de falla y a la componente de CC, la corriente secundaria de dicho TC colapsará. Sin embargo, los TCs de los otros alimentadores y de la acometida principal, que manejan fracciones menores de la corriente total o tienen características de saturación distintas, pueden no saturarse. Esto genera una corriente diferencial espuria de gran magnitud en el relé diferencial: Este desequilibrio transitorio es interpretado erróneamente por el relé como una falla interna en la barra o en el transformador de distribución, provocando un disparo intempestivo y la desconexión total del complejo residencial, afectando la continuidad del suministro de forma injustificada.

Consecuencias Térmicas, Mecánicas y Dieléctricas

El retraso o la falta de despeje oportuno de una falla de cortocircuito debido a la saturación de los TCs expone a los activos de la subestación a esfuerzos extremos:

• Esfuerzos Térmicos en Cables y Devanados: La energía térmica disipada en los conductores durante una falla es proporcional a la integral de Joule ($I^2t$). Un retraso en el despeje de la falla de 100 ms a 1.5 segundos incrementa la energía térmica en un factor de 15, superando la capacidad de cortocircuito térmico del aislamiento de XLPE de los cables de distribución y de los devanados del transformador, provocando su degradación térmica irreversible o fusión directa.
• Esfuerzos Mecánicos y Fuerzas de Repulsión Electrodinámica: Las fuerzas mecánicas entre conductores y barras de distribución son proporcionales al cuadrado de la corriente de pico instantánea ($i_p^2$). Las corrientes asimétricas con elevado desplazamiento de CC generan picos de fuerza electrodinámica masivos que pueden deformar físicamente las barras de distribución, romper los aisladores de soporte de porcelana o resina epóxica, y destruir mecánicamente los interruptores de maniobra.
• Degradación Dieléctrica por Arcos Eléctricos Prolongados: Si el interruptor de potencia intenta abrir la corriente de falla bajo condiciones donde la corriente no presenta cruces por cero debido a un desplazamiento extremo de CC (fenómeno de "corriente de falla sin cruce por cero"), el arco eléctrico dentro de la cámara de extinción del interruptor no puede extinguirse en el instante natural de paso por cero. Esto prolonga el arco eléctrico, generando temperaturas extremas en la cámara que degradan el gas SF6, el vacío o el medio de extinción, pudiendo resultar en una falla catastrófica (explosión) del interruptor.

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Marco Normativo y Parámetros de Diseño de TCs según IEC 61869 e IEEE C57.13

La selección y dimensionamiento de transformadores de corriente para aplicaciones de protección requiere un análisis estricto de las normas internacionales para asegurar un desempeño adecuado bajo condiciones transitorias de cortocircuito. Las dos normativas de referencia a nivel global son la IEC 61869 (específicamente la parte 2 para TCs de medida y protección) y la IEEE C57.13.

Comparativa de Clases de TCs para Protección

La norma IEC 61869 clasifica los TCs de protección en varias clases según su comportamiento en estado estable y transitorio. Las clases estándar para protección en estado estable son la Clase P y Clase PX, mientras que para el comportamiento transitorio se definen las clases TPX, TPY y TPZ. La norma IEEE C57.13 utiliza la clasificación de clase C (donde la reactancia de dispersión secundaria es insignificante) y clase T (con reactancia de dispersión significativa).

Parámetro / Característica	Clase P (IEC 61869-2)	Clase PR / PX (IEC 61869-2)	Clase TPX (IEC 61869-2)	Clase TPY (IEC 61869-2)	Clase TPZ (IEC 61869-2)	Clase C (IEEE C57.13)
Construcción del Núcleo	Núcleo cerrado sin entrehierro.	Núcleo cerrado con baja remanencia (PR) / Sin entrehierro (PX).	Núcleo cerrado de alta precisión sin entrehierro.	Núcleo con pequeños entrehierros de aire (baja remanencia).	Núcleo con grandes entrehierros de aire (remanencia linealizada).	Núcleo cerrado de acoplamiento estrecho.
Flujo Remanente ($\Phi_r$)	Muy alto (hasta 80% del flujo de saturación).	Bajo (< 10% para PR) / No especificado (PX).	Muy alto (hasta 80%).	Extremadamente bajo (< 10%).	Despreciable (~ 0%).	No controlado normativamente (típicamente alto).
Comportamiento Transitorio	No especificado. Alta probabilidad de saturación rápida.	No especificado para transitorios rápidos.	Diseñado para soportar transitorios sin saturación (gran volumen de hierro).	Diseñado para soportar transitorios con rápido desinflado de flujo por entrehierro.	Excelente respuesta transitoria. No se satura, pero introduce error de fase.	No especificado transitoriamente. Basado en tensión de codo en estado estable.
Límite de Error / Precisión	5% o 10% al límite de corriente de precisión ($ALF$).	Error de relación limitado; tensión de codo especificada ($E_k$).	Error instantáneo pico limitado durante el ciclo de falla transitorio ($\hat{\varepsilon} \le 10\%$).	Error instantáneo pico limitado ($\hat{\varepsilon} \le 10\%$) con baja constante de tiempo secundaria ($T_s$).	Error de componente de CA limitado ($\hat{\varepsilon}_{ac} \le 10\%$). Solo transmite CA.	Error máximo de 10% a 20 veces la corriente nominal con carga estándar.
Aplicación Recomendada	Protecciones de sobrecorriente estándar no críticas.	Protección diferencial de alta impedancia y distancia.	Protección de líneas de transmisión de alta tensión (ciclos de recierre rápido).	Protecciones diferenciales de transformadores y barras con alta componente de CC.	Protección diferencial de generadores y barras con constantes de tiempo extremas.	Sistemas de protección generales en redes norteamericanas.

El Factor de Dimensionamiento Transitorio ($Ktf$)

Para evitar la saturación de un TC durante fallas con componente transitoria de CC, la norma IEC 61869-2 introduce el Factor de Dimensionamiento Transitorio ($Ktf$). Este factor multiplica el flujo requerido en estado estable para obtener la dimensión requerida del núcleo del TC bajo condiciones dinámicas. El factor $Ktf$ se calcula teóricamente para un ciclo de falla simple (sin recierre) mediante la relación: Donde:

• $T_a$ es la constante de tiempo primaria de la red de distribución.
• $T_s$ es la constante de tiempo secundaria del transformador de corriente, definida como $T_s = L_s / R_s$, donde $L_s$ es la inductancia de magnetización secundaria (no saturada).
• $tal$ es el tiempo límite asignado para la precisión (el tiempo durante el cual el TC no debe saturarse para permitir la operación correcta del relé, típicamente de 10 a 40 ms).

Si el TC tiene un núcleo cerrado sin entrehierro (Clase TPX o Clase P estándar), la constante de tiempo secundaria $T_s$ es extremadamente grande ($T_s \gg T_a$), por lo que la ecuación del $Ktf$ se simplifica a: Para un sistema con una constante de tiempo de la red $T_a = 80 ms$ (frecuente en complejos residenciales con masiva presencia de cargadores EV rápidos y transformadores potentes) y un tiempo de precisión requerido de $tal = 20 ms$ (un ciclo a 50 Hz para asegurar el disparo instantáneo), el factor transitorio requerido es: Esto significa que el TC debe dimensionarse para soportar un flujo magnético 6.56 veces mayor que el flujo necesario para transformar la corriente de falla simétrica en estado estable. Si además se considera la existencia de un flujo remanente ($\Psi_r$) debido a fallas previas no despejadas adecuadamente, se debe aplicar un factor de corrección adicional por remanencia, elevando drásticamente el tamaño físico y el costo del TC si se opta por tecnologías de núcleo cerrado sin entrehierro. ---

Estrategias de Mitigación y Diseño de Ingeniería de Protecciones

Para solventar la problemática de la saturación asimétrica de los TCs en redes de distribución con alta penetración de EV y aerotermia, los ingenieros de diseño deben implementar una combinación de estrategias de hardware y algoritmos avanzados basados en software de protección.

Metodología de Dimensionamiento de TCs con Entrehierro (Clase TPY y TPZ)

La solución física más efectiva para mitigar la saturación por flujo remanente y componente de CC es el empleo de TCs con núcleos entrehierrados. Los entrehierros introducen una reluctancia magnética controlada en el circuito magnético, lo que reduce drásticamente la permeabilidad magnética equivalente y, por ende, disminuye la inducción remanente a valores prácticamente nulos ($B_r < 10\%$ de $Bsat$ para Clase TPY, y $B_r \approx 0$ para Clase TPZ). La constante de tiempo secundaria ($T_s$) de un TC Clase TPY se reduce de manera intencionada a valores del orden de 0.5 a 2 segundos. Esto permite una desmagnetización acelerada del núcleo después de que la falla ha sido despejada, preparando al TC para un ciclo de recierre rápido. Para los TCs Clase TPZ, el gran entrehierro reduce la constante de tiempo secundaria a valores extremadamente bajos ($T_s \approx 60 ms$ a 50 Hz). Esto elimina casi por completo la componente de CC de la corriente secundaria, entregando al relé una señal que es esencialmente la derivada de la corriente primaria. Aunque esto elimina el problema de la saturación por CC, requiere que el relé de protección incorpore un algoritmo de integración numérica para reconstruir la forma de onda original de la corriente de falla de CA.

Algoritmos de Compensación de Saturación en Relés Numéricos Modernos

Los relés numéricos de última generación incorporan microprocesadores de alta velocidad que ejecutan algoritmos de detección y compensación de la saturación de los TCs en tiempo real. Estos algoritmos se pueden clasificar en dos categorías principales:

• Detección de Saturación basada en la Segunda Derivada: Dado que la corriente secundaria colapsa abruptamente en el instante en que el TC entra en saturación, la tasa de cambio de la corriente secundaria ($di_s/dt$) y su segunda derivada ($d^2i_s/dt^2$) presentan picos de gran magnitud en los puntos de inicio y finalización del intervalo de saturación. El relé detecta estos picos y "congela" los lazos de decisión de las unidades de protección diferencial o de distancia durante la porción saturada del ciclo, evitando disparos incorrectos.
• Reconstrucción Artificial de la Corriente Secundaria: Mediante el uso de modelos matemáticos del núcleo magnético en tiempo real (basados en la curva de magnetización característica del TC ingresada en la configuración del relé), el software estima el flujo magnético instantáneo $\Psi(t)$. Cuando se detecta saturación, el algoritmo calcula la corriente de magnetización faltante ($i_{\mu}(t)$) a partir del modelo del núcleo y la suma algebraicamente a la corriente secundaria medida ($i_s(t)$), reconstruyendo con alta precisión la corriente primaria real ($i_p(t) = N_s \cdot [i_s(t) + i_{\mu}(t)]$).

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Simulación y Dimensionamiento Avanzado con Vexten Suite

El diseño de ingeniería de detalle para la integración de cargadores de EV y sistemas de aerotermia en complejos residenciales de gran envergadura requiere el uso de herramientas de simulación de nivel profesional. Vexten Suite ofrece un ecosistema integrado que permite abordar de manera unificada el cálculo de cortocircuitos, el dimensionamiento térmico de conductores y la validación transitoria de los sistemas de protección.

Paso 1: Análisis de Cortocircuito y Determinación de Parámetros de Red con Vexten Short-Circuit

El primer paso consiste en modelar el sistema eléctrico del complejo residencial en el módulo Vexten Short-Circuit, configurado bajo el estándar IEC 60909 o IEEE 141. El modelo del complejo residencial bajo análisis cuenta con los siguientes parámetros de diseño:

• Acometida de Media Tensión: 20 kV, Potencia de cortocircuito de la red de distribución ($Scc$) = 500 MVA.
• Transformador de Subestación: 1600 kVA, 20 kV / 0.4 kV, $u_k = 6\%$, relación $X_T / R_T = 12$.
• Cargas Concentradas: 120 puntos de recarga de EV tipo Nivel 2 (7.4 kW c.u.) y 40 cargadores rápidos de CC (50 kW c.u.), acoplados a una barra de distribución de baja tensión común, junto con 80 bombas de calor de aerotermia (15 kW térmicos / 4.5 kW eléctricos c.u.).

Al ejecutar la simulación de una falla trifásica simétrica y una falla monofásica a tierra "close-in" en las barras de baja tensión del transformador, el motor de cálculo de Vexten Short-Circuit arroja los siguientes resultados críticos:

• Corriente de cortocircuito simétrica inicial: $I_k'' = 38.49 kA$.
• Factor de pico de cortocircuito ($\kappa$): 1.82 (calculado según el Método B de la IEC 60909).
• Corriente de pico de cortocircuito: $i_p = \kappa \cdot \sqrt{2} \cdot I_k'' = 1.82 \cdot 1.414 \cdot 38.49 = 99.12 kA$.
• Relación $X/R$ equivalente en el punto de falla: 22.4.
• Constante de tiempo de la componente de CC de la red:
  $$T_a = \frac{X}{\omega R} = \frac{22.4}{2\pi \cdot 50} \approx 71.3 ms$$

Estos datos de salida de Vexten Short-Circuit se exportan automáticamente al módulo de dimensionamiento de protecciones.

Paso 2: Dimensionamiento de TCs con Vexten Protection & CT Sizing Tool

Con los parámetros de falla importados ($I_k'' = 38.49 kA$, $T_a = 71.3 ms$), se procede a evaluar el desempeño de los TCs instalados en la celda de acometida de baja tensión de la subestación. Los TCs existentes son de clase de protección estándar 5P20, 2000/5 A, 15 VA, $Rct = 0.5\ \Omega$. La carga conectada al secundario del TC ($Rburden$) se calcula considerando el cableado de cobre de conexión ($2.5 mm ^2$, 15 metros de longitud ida y vuelta) y la impedancia de entrada del relé numérico:

• Resistencia del cable:
  $$Rlead = \rho \frac{L}{S} = 0.0178 \frac{15}{2.5} = 0.1068\ \Omega$$
• Resistencia del relé: $Rrelay = 0.02\ \Omega$.
• Carga total del secundario: $R_s = Rct + Rlead + Rrelay = 0.5 + 0.1068 + 0.02 = 0.6268\ \Omega$.

La tensión de codo requerida en estado estable para cumplir con el factor de límite de precisión ($ALF = 20$) con la carga nominal del TC ($S_n = 15 VA$, lo que equivale a una resistencia de carga nominal $R_n = S_n / Isn^2 = 15 / 25 = 0.6\ \Omega$) es: Sin embargo, para verificar el comportamiento transitorio ante la falla calculada con un tiempo de precisión requerido de $tal = 30 ms$ (para garantizar el disparo de la protección de sobrecorriente instantánea antes de que se produzca la saturación), el módulo Vexten Protection & CT Sizing calcula el factor transitorio $Ktf$: La tensión de codo transitoria requerida ($E_{al,trans}$) para evitar la saturación asimétrica durante los primeros 30 ms de la falla es: Dado que la tensión de codo de diseño del TC instalado bajo la norma (asociada a su límite de precisión) es significativamente menor que la requerida transitoriamente ($110 V \ll 524.7 V$), el software Vexten Suite emite una Alerta de Saturación Transitoria Crítica, indicando que el TC se saturará en apenas $tsat = 4.2 ms$ desde el inicio de la falla, inhabilitando la operación del relé de protección.

Solución propuesta mediante Vexten Suite

Para resolver este problema de ingeniería, el software propone dos alternativas de rediseño:

1. Sustitución por un TC Clase TPX (Núcleo Cerrado Sobredimensionado): Seleccionar un TC con una relación de transformación de 2000/5 A, pero con una tensión de codo especificada mayor a 550 V. Esto requiere un núcleo de hierro de gran volumen, aumentando el espacio requerido en la celda de BT.
2. Sustitución por un TC Clase TPY (Con Entrehierros y Baja Remanencia): Seleccionar un TC Clase TPY con las siguientes características validadas en el simulador: $Ktf = 8.70$, $T_s = 1.2 s$, lo que mitiga el efecto del flujo remanente y reduce la tensión de codo necesaria a un valor de seguridad optimizado gracias a la rápida desmagnetización del núcleo.

Paso 3: Dimensionamiento Térmico de Conductores con Vexten Thermal Cable Sizing (IEC 60287 / NEC 310)

Debido al retraso potencial en la eliminación de fallas y a la masiva inyección de armónicos de alta frecuencia generados por los cargadores de EV y los compresores de aerotermia (armónicos de orden 5º, 7º, 11º y 13º, más las altas frecuencias de conmutación de los inversores entre 2 kHz y 15 kHz), los cables de distribución sufren un calentamiento térmico acelerado. El módulo Vexten Thermal Cable Sizing implementa las ecuaciones de la norma IEC 60287 para calcular la capacidad de transporte de corriente continua e interna (ampacity) y aplica factores de desclasificación (derating) térmicos debidos a distorsión armónica. La resistencia efectiva de CA de un conductor ($Rac$) se incrementa debido al efecto pelicular ($x_s$) y al efecto de proximidad ($x_p$), los cuales se intensifican exponencialmente con la frecuencia de las corrientes armónicas: Donde los factores de efecto pelicular ($y_s$) y proximidad ($y_p$) para un armónico de orden $h$ se expresan como: El software calcula el factor de desclasificación por armónicos ($Iderated$) utilizando la tasa de distorsión armónica total de corriente ($THD_I$) medida en el complejo residencial (típicamente del 28% en condiciones de carga máxima de EV y aerotermia): Para un cable de distribución de XLPE de aluminio de $3 \times 240 mm ^2$ instalado directamente enterrado, cuya corriente admisible nominal en estado estable sin armónicos es de $385 A$, la simulación en Vexten Thermal Cable Sizing demuestra que, debido al incremento de la resistencia por efectos peliculares y de proximidad a altas frecuencias armónicas, el cable experimenta una desclasificación térmica real del 18.4%, reduciendo su capacidad máxima de operación segura a 314 A. Además, si la falla de cortocircuito calculada de $38.49 kA$ se despeja con un retraso de 1.2 segundos (debido a la saturación del TC no mitigada) en lugar de los 100 ms de diseño, el software calcula la temperatura transitoria del conductor mediante la ecuación adiabática de cortocircuito: Dado que la temperatura máxima admisible de cortocircuito para el aislamiento de XLPE es de 250 °C, el software emite una Alerta de Falla por Degradación Térmica del Aislamiento del Cable, advirtiendo que el cable sufrirá una falla dieléctrica permanente durante el cortocircuito si no se corrige el dimensionamiento del TC para asegurar el disparo instantáneo de la protección. Este análisis integrado demuestra la importancia de utilizar herramientas avanzadas como Vexten Suite para garantizar la seguridad, confiabilidad y resiliencia de las redes de distribución de nueva generación frente a los desafíos impuestos por la transición energética y la electrificación del transporte y la climatización.