D1 Materiais e Técnicas Emergentes de Ensaio
PS2: Materiais para fins eletrotécnicos e modelagem
Experimentos de envelhecimento acelerado de isolação em silicone emborrachado para o primeiro reator de derivação (shunt) a seco a núcleo de ar de torre única de 550kV
| Leonardo do Nascimento PEREIRA* | Chao WANG | Zengfeng WEI | Jie WANG |
| TEEE | TEEE | TEEE | TEEE |
| Brasil | China | China | China |
RESUMO
Este artigo apresenta a teoria, a metodologia e os resultados experimentais dos ensaios de envelhecimento térmico acelerado da silicone emborrachado aplicada no primeiro reator de derivação (shunt) a seco a núcleo de ar de torre única de 550 kV do mundo, instalado no Brasil. Essa inovação substituiu o silicone RTV (Room Temperature Vulcanizing – vulcanização à temperatura ambiente) tradicional, permitindo um projeto de torre única com redução de área ocupada (footprint) de 40% em comparação com o projeto tradicional de duas torres por fase.
No Brasil, os reatores de derivação estão sujeitos a um período de depreciação econômica obrigatório de 36 anos. Portanto, ensaios de envelhecimento térmico acelerado baseados no modelo de Arrhenius foram realizados em uma silicone emborrachado inovadora utilizada na superfície externa do reator. Para tratar a incerteza associada às taxas cinéticas de degradação térmica, os ensaios de envelhecimento foram conduzidos em duas temperaturas distintas — 200°C e 220°C — proporcionando uma análise de sensibilidade.
Após o envelhecimento termicamente acelerado da silicone emborrachado, ensaios mecânicos e elétricos foram realizados periodicamente de acordo com as normas pertinentes da International Electrotechnical Commission (IEC) e da International Organization for Standardization (ISO). Os resultados confirmam que o material mantém suas propriedades bem acima dos critérios de fim de vida útil, demonstrando equivalência a mais de 36 anos de serviço contínuo. Esses achados corroboram a maturidade técnica e a confiabilidade de longo prazo da tecnologia de reator de derivação a seco a núcleo de ar de torre única de 550 kV para sistemas de transmissão modernos.
PALAVRAS-CHAVE
Envelhecimento Acelerado, Seco a Núcleo de Ar, Reatores de Derivação, Reator a Núcleo de Ar, Envelhecimento Térmico, Ruptura Dielétrica, Resistência Mecânica, Envelhecimento de Isolação, Resistência de Isolação
1 Introdução
A modernização dos sistemas de energia elétrica é essencial para garantir a resiliência da rede e a sustentabilidade dos ativos no longo prazo. Além do envelhecimento dos ativos, exigências ambientais e regulatórias crescentes têm impulsionado as concessionárias em direção a soluções ecologicamente corretas, com área ocupada reduzida, prazos de entrega mais curtos e menor custo total de propriedade. Durante condições de carga leve, as linhas de transmissão exibem comportamento capacitivo pronunciado, levando à elevação de tensão conhecida como efeito Ferranti, o que impõe esforço aos equipamentos da subestação. Os reatores de derivação desempenham papel crítico na mitigação dessa condição. No Brasil, exigências regulatórias impõem um período de depreciação econômica de 36 anos para reatores de derivação, tornando essencial a demonstração da confiabilidade de longo prazo da isolação em silicone emborrachado para a aceitação da tecnologia a seco a núcleo de ar.
Como mostrado na Tabela 1, a rede de transmissão brasileira opera um total de 1120 bancos de reatores de derivação, [1], representando a maior fonte de compensação reativa, com capacidade total de aproximadamente 120 GVAr (gigavolt-ampere reativo) — seis vezes a dos Compensadores Estáticos de Reativos (SVCs) e o dobro da dos compensadores síncronos. Embora essas soluções alternativas ofereçam maior flexibilidade — e o último também forneça inércia à rede —, elas são mais onerosas e contribuem para tarifas de eletricidade mais elevadas. Os reatores de derivação, por outro lado, oferecem uma solução de baixo custo.
Tabela 1 – Total de equipamentos de compensação reativa no Brasil
| Tipo de Equipamento | Quantidade | Potência Reativa Total [MVAr] |
| Banco de Capacitores | 383 | 25681,1 |
| Compensador Estático de Reativos | 52 | 18850,9* |
| Compensador Síncrono | 60 | 58187,5* |
| Bancos de Reatores de Derivação | 1120 | 119804,1 |
| *Para o Compensador Estático de Reativos e o Compensador Síncrono, foi considerado o valor máximo | ||
Em 550 kV, há mais de 669 bancos de reatores de derivação em operação no Brasil (60% de todos os reatores de derivação da rede nacional), [1]. Além deste projeto, todos eles são bancos de reatores monofásicos imersos em óleo. Nesse nível de tensão, os reatores de derivação a seco a núcleo de ar tradicionalmente adotam uma configuração de duas torres por fase para gerenciar os esforços mecânicos e eletromagnéticos. Nesse arranjo, os fabricantes tipicamente aplicam silicone RTV como isolação da superfície externa do reator. Essa configuração resulta em uma área ocupada aproximadamente 40-50% maior do que a dos reatores imersos em óleo, o que historicamente tem limitado a adoção da tecnologia a seco nesse nível de tensão, apesar de seus benefícios bem reconhecidos.
As vantagens dos reatores de derivação a seco a núcleo de ar têm sido relatadas em Sessões recentes do CIGRÉ, [2]-[4]. Este artigo se diferencia por focar nos ensaios de envelhecimento acelerado por temperatura realizados durante a fase de revisão de projeto. Nessa aplicação, o material é utilizado na superfície externa da bobina devido à sua resistência mecânica e elasticidade, permitindo acomodar vibrações e contração/expansão. A silicone emborrachado tem sido tradicionalmente aplicada em equipamentos de potência, [5]-[7], onde a resistência dielétrica é sua função primária. Em contraste, a presente aplicação prioriza a vedação ambiental, prevenindo a entrada de umidade no enrolamento. Uma diferença principal em relação às aplicações tradicionais de silicone emborrachado é a espessura (0,5–1 mm), que preserva a capacidade de troca térmica da bobina. A obtenção de uma camada fina e uniforme, livre de bolhas de ar e com alta aderência, é resultado do controle de pressão, temperatura e tempo de cura da formulação multicomponente, curada acima da temperatura ambiente. Com base na experiência dos autores, um modo de falha comum em reatores revestidos com RTV é a fissuração superficial seguida de entrada de umidade, levando a curtos-circuitos entre espiras. Esse problema é mais prevalente em ambientes tropicais com alta umidade e variações diárias de temperatura.
O projeto de torre única apresenta uma estrutura modular composta por oito bobinas empilhadas, resfriadas naturalmente a ar e conectadas em série, como mostrado na Figura 1. Externamente, as bobinas são protegidas da radiação ultravioleta (UV) direta por uma cobertura não condutiva que também impede a entrada de animais e chuva no invólucro do reator.
Figura 1 – Primeiro reator de derivação a seco a núcleo de ar de torre única de 550kV
Essa estrutura de reator apresenta área ocupada comparável à dos reatores imersos em óleo, sendo, no entanto, aproximadamente 70% mais leve e exigindo 80% menos concreto e aço na fundação. Essas vantagens aceleram os cronogramas de projetos greenfield e reduzem os custos de infraestrutura. A massa reduzida também diminui os riscos de transporte. O equipamento é transportado desmontado, e o tempo de instalação é mais rápido. Tipicamente, uma fase é montada e comissionada em 3 dias, enquanto o equipamento imerso em óleo necessita de pelo menos 15 dias devido ao enchimento com óleo e aos ensaios de comissionamento.
Do ponto de vista operacional, o reator é um dispositivo totalmente passivo, sem painéis de controle, sistemas de comunicação ou componentes auxiliares, como respiradores de sílica, membranas de tanque de expansão, ventiladores, radiadores, válvulas de alívio de pressão ou buchas. Assim, análise de óleo, ensaio de buchas e substituição de sílica são eliminados, reduzindo as intervenções de equipes de campo. Esses fatores reduzem os custos de manutenção e, do ponto de vista da gestão de ativos, reduzem significativamente o custo total de propriedade, favorecendo a acessibilidade tarifária por meio de menores custos de ciclo de vida. Do ponto de vista ambiental, a ausência de óleo elimina riscos de contaminação, sistemas de separação óleo-água e estruturas de contenção de vazamentos, além de reduzir as emissões de carbono relacionadas a materiais e aumentar a reciclabilidade para mais de 90%, em conformidade com as regulamentações de sustentabilidade.
2 Metodologia
Estudos de envelhecimento termicamente acelerado de materiais isolantes são comumente aplicados a equipamentos imersos em óleo, [8], e recentemente têm sido aplicados a reatores a seco a núcleo de ar, com foco no envelhecimento da resina epóxi, [9] e [10]. O envelhecimento termicamente acelerado de silicone emborrachado já foi estudado anteriormente, [11] e [12], onde as diferenças entre envelhecimento térmico e envelhecimento por tração são discutidas. Experimentos anteriores concluíram que o envelhecimento térmico aumenta a densidade de reticulação (crosslink) — levando à formação de mais ligações químicas entre as cadeias moleculares, o que torna a estrutura do material mais compacta — melhorando a resistência da propriedade dielétrica, enquanto o envelhecimento por tração exibe os efeitos opostos.
No entanto, os efeitos do envelhecimento por tração sobre as propriedades mecânicas, especialmente o relaxamento de tensão, são significativamente promovidos pelo envelhecimento térmico. Como resultado, amostras termicamente aceleradas tendem a apresentar desempenho dielétrico aumentado e capacidades mecânicas reduzidas ao longo do tempo. Assim, os autores consideram que a escolha do envelhecimento termicamente acelerado apresenta a abordagem mais conservadora para avaliar a capacidade mecânica da silicone emborrachado inovadora (uma vez que essas características são as mais desejadas para esta aplicação). A resistência dielétrica, embora ainda importante, desempenha papel secundário no projeto, pois há outros componentes responsáveis pela proteção dielétrica.
Além disso, a principal variável necessária para definir uma metodologia de ensaio de envelhecimento acelerado por temperatura é a temperatura do reator. De acordo com a IEC 60085, [13], esses reatores de derivação de torre única podem ser projetados para operar sob os limites de isolação de Classe B, F ou H, com temperatura máxima contínua de ponto quente abaixo de 130°C, 155ºC e 180ºC, respectivamente. Para esta aplicação, o enrolamento foi projetado utilizando isolação Classe B. É importante ressaltar que essa restrição decorre da definição da isolação do enrolamento, e não da silicone emborrachado. Ser Classe B apenas estabelece que, no ensaio de elevação de temperatura definido pela IEC60076-6, [14], a temperatura de ponto quente medida no enrolamento não pode ultrapassar 130ºC. Para conduzir um ensaio realista, as temperaturas de ponto quente foram obtidas por meio de simulações térmicas realizadas com análise de elementos finitos (FEA) e validadas por meio de ensaios de elevação de temperatura realizados durante os ensaios de aceitação em fábrica (FAT), garantindo que as temperaturas de ponto quente assumidas reflitam com precisão as condições reais de operação. O perfil de carga foi obtido por meio da experiência do cliente na operação de reatores de derivação.
Uma limitação conhecida dos modelos de envelhecimento baseados em Arrhenius é o aumento da incerteza associada a temperaturas de ensaio significativamente superiores às condições reais de operação. Embora temperaturas elevadas reduzam a duração do ensaio, elas podem ativar processos de degradação que não ocorrem em condições reais. Para tratar essa limitação e melhorar a confiança nos resultados, os ensaios foram conduzidos em duas temperaturas, 200°C e 220°C. Essa abordagem permite a validação cruzada da cinética de envelhecimento e fornece uma verificação de consistência para o comportamento de degradação de longo prazo previsto pelo modelo. Na seção de resultados, possíveis interferências nos resultados obtidos devido à temperatura mais elevada são abordadas.
2.1 Modelo de Envelhecimento Acelerado de Arrhenius
A forma fundamental da equação de Arrhenius é:
(1)
Na Eq. 1, “k” é a taxa de reação, “A” é um fator pré-exponencial (assumido constante para esta análise), “𝑒” é o número de Euler, “𝐸𝑎” é a energia de ativação em joules por mol, “R” é a constante universal dos gases (8,314462618 J/mol·K), e “T” é a temperatura absoluta em kelvins.
Primeiramente, a taxa de reação média ponderada sob condições reais de operação é obtida, Eq. 9. Para calculá-la, o primeiro passo é obter a condição de temperatura operacional teórica do reator considerando o perfil de carga e as temperaturas de ponto quente, Tab. 2.
Tabela 2 – Perfil de operação diário padrão
| Perfil de Carga | Temp. Ambiente (°C) | Elevação de Temp. de Ponto Quente (°C) | Horas (h) | Temp. Final (°C) |
| Condição 1 | 30 | 71,52 | 20 | 101,52 |
| Condição 2 | 40 | 77,06 | 3 | 117,06 |
| Condição 3 | 30 | 80,31 | 1 | 110,31 |
A Tabela 2 resulta em uma temperatura final ponderada de 103,82ºC no enrolamento. Convertendo as temperaturas finais para Kelvin, essas temperaturas se tornam:
T₁ = 101,52°C + 273,15°C = 374,67K(2)
T₂ = 117,06°C + 273,15°C = 390,21K(3)
T₃ = 110,31°C + 273,15°C = 383,46K(4)
Os tempos de exposição diários correspondentes são 20, 3 e 1 hora, respectivamente. A taxa de degradação diária relativa pode ser estimada como a soma ponderada pelo tempo das taxas individuais de Arrhenius (Equações 2-4):
(5)
Em segundo lugar, a energia de ativação, 𝐸𝑎, adotada foi de 100.000 J/mol, [15]. Isso permite obter os valores dos termos exponenciais:
(6)
(7)
(8)
Então, com base nas Eqs. 6-8, a taxa de Arrhenius ponderada para um dia típico pode ser obtida a partir da Eq. 5:
(9)
Agora, para qualquer temperatura de ensaio 𝑇𝑡𝑒𝑠𝑡 em Kelvins, a taxa de degradação é:
(10)
O fator de aceleração se torna:
(11)
Observe que, na Eq. 11, o fator pré-exponencial A é cancelado ao calcular as razões, assumindo A constante entre as temperaturas. Agora, para obter a equação final que correlaciona a temperatura de ensaio acelerado (𝑇𝑡𝑒𝑠𝑡) com a duração do ensaio (d), é necessário definir o período operacional real desejado (Y). Neste caso, 36 anos representam: Y = 36 x 365,25 = 13149 dias. Assim, o número equivalente de dias em condições aceleradas é:
(12)
Esta é a equação final que permite o cálculo do número de dias de ensaio (d) em uma dada temperatura de ensaio (𝑇𝑡𝑒𝑠𝑡) que seria equivalente a 36 anos de envelhecimento sob as condições reais de operação especificadas. Essa expressão é utilizada para selecionar adequadamente temperaturas que alcancem degradação equivalente em um prazo de ensaio administrável. Na Eq. 12, quando 𝑇𝑡𝑒𝑠𝑡 é igual a 200ºC e 220ºC, a duração mínima do ensaio é calculada em 22,57 e 8,05 dias, respectivamente.
No entanto, para fornecer uma análise de sensibilidade da influência dos principais parâmetros de Arrhenius (energia de ativação, temperatura de ponto quente do enrolamento em condições de serviço, e temperatura de ensaio) nos resultados obtidos, o ensaio foi estendido próximo à sua falha (98 e 44 dias, respectivamente). A Tabela 3 resume 18 casos combinando essas variáveis. Para cada caso, as Eqs. (11)–(12) foram recalculadas para determinar a duração de ensaio equivalente e o fator de segurança correspondente, definido como a razão entre a duração de ensaio aplicada e a duração calculada necessária para representar a condição de serviço.
Os valores de energia de ativação (80–120 kJ/mol) foram selecionados com base em dados da literatura para materiais elastoméricos e validados pelo fabricante da silicone emborrachado [15]. Três condições de serviço foram consideradas: uma condição operacional realista (previamente calculada nesta seção) com temperatura média ponderada de ponto quente de 103,82 °C (Casos 1–3 e 10–12), um cenário conservador assumindo que o reator opera a uma temperatura constante de 110°C durante 36 anos (Casos 4–6 e 13–15), e um cenário altamente conservador assumindo uma temperatura constante de 115°C ao longo de toda a vida útil de serviço (Casos 7–9 e 16–18). Os dois últimos cenários representam condições de limite superior, uma vez que a operação sustentada a 110ºC ou 115ºC é improvável na prática.
Tabela 3 – Análise de Sensibilidade
| Caso | Ea [kJ/mol] | Temp. de ensaio [°C] | Duração real do ensaio [dias] | Temp. real [°C] | Duração de ensaio calc. [dias] | Fator de segurança |
| 1 | 80 | 200 | 98 | 103,82 | 78,8 | 1,24 |
| 2 | 100 | 200 | 98 | 103,82 | 22,6 | 4,34 |
| 3 | 120 | 200 | 98 | 103,82 | 6,6 | 14,85 |
| 4 | 80 | 200 | 98 | 110 | 111 | – |
| 5 | 100 | 200 | 98 | 110 | 34 | 2,88 |
| 6 | 120 | 200 | 98 | 110 | 10 | 9,8 |
| 7 | 80 | 200 | 98 | 115 | 153 | – |
| 8 | 100 | 200 | 98 | 115 | 50 | 1,96 |
| 9 | 120 | 200 | 98 | 115 | 17 | 5,76 |
| 10 | 80 | 220 | 44 | 103,82 | 35 | 1,26 |
| 11 | 100 | 220 | 44 | 103,82 | 8,05 | 5,47 |
| 12 | 120 | 220 | 44 | 103,82 | 1,9 | 23,16 |
| 13 | 80 | 220 | 44 | 110 | 49 | – |
| 14 | 100 | 220 | 44 | 110 | 12 | 3,67 |
| 15 | 120 | 220 | 44 | 110 | 3 | 14,67 |
| 16 | 80 | 220 | 44 | 115 | 67 | – |
| 17 | 100 | 220 | 44 | 115 | 18 | 2,44 |
| 18 | 120 | 220 | 44 | 115 | 5 | 8,8 |
Os resultados demonstram que o fator de segurança depende tanto da energia de ativação quanto da temperatura de serviço assumida. Para a condição operacional realista (103,82 °C), o fator de segurança varia de 1,24 a 23,16, indicando que as durações de ensaio aplicadas são consistentemente conservadoras, mesmo com energia de ativação mais baixa (Casos 1 e 10).
Para o cenário conservador a 110°C, o fator de segurança permanece acima da unidade na maioria dos casos, variando de 2,88 a 14,67 para energias de ativação de 100–120 kJ/mol. No entanto, para a energia de ativação mais baixa (80 kJ/mol) (Casos 4 e 13), o fator de segurança cai ligeiramente abaixo da unidade, indicando que a duração do ensaio pode se tornar marginalmente não conservadora sob essa suposição específica e pessimista. Para o cenário altamente conservador a 115°C, o fator de segurança novamente ultrapassa a unidade para energias de ativação de 80 kJ/mol (Casos 7 e 16).
Portanto, a energia de ativação é identificada como a variável dominante na análise. Assim, um cenário conservador foi modelado considerando o limite inferior da energia de ativação (80 kJ/mol), representando uma condição na qual menos energia é necessária para degradar as cadeias do elastômero. Os demais parâmetros foram fixados: temperatura e duração do ensaio (200°C por 98 dias e 220°C por 44 dias). Com essas variáveis definidas, as Eqs. 11-12 foram resolvidas iterativamente para determinar a temperatura de operação contínua correspondente que satisfaz o modelo. Os resultados indicam que, sob essa energia de ativação de limite inferior, o modelo de Arrhenius permanece válido até uma temperatura de operação contínua de aproximadamente 108°C. Isso representa uma margem de segurança substancial, uma vez que 36 anos de serviço operacional nessa temperatura são muito improváveis.
Adicionalmente, observa-se que o aumento da temperatura de ensaio de 200°C para 220°C aumenta significativamente o efeito de aceleração, reduzindo ainda mais a duração de ensaio necessária e aumentando o fator de segurança. No entanto, como discutido anteriormente, temperaturas excessivamente elevadas podem introduzir mecanismos de degradação não representativos e, portanto, devem ser selecionadas com cautela.
Em geral, os resultados indicam que as condições de ensaio selecionadas fornecem uma avaliação conservadora para temperaturas operacionais realistas e conservadoras, para valores típicos de energia de ativação. Os casos com fator de segurança abaixo da unidade estão associados exclusivamente às temperaturas contínuas irrealistas e ocorrem apenas no limite inferior da faixa de energia de ativação, representando uma condição teórica em vez do comportamento de serviço esperado.
2.2 Procedimento de Ensaio
As amostras de silicone emborrachado foram preparadas de acordo com as normas ISO 37 e ISO 23529, que definem os procedimentos de ensaio precisos para garantir reprodutibilidade e precisão entre diferentes laboratórios, [16]-[17]. Primeiramente, foram criadas amostras com 1mm de espessura e em formato de anel de 100mm de diâmetro. A escolha do corpo de prova em anel em vez de haltere (dumbbell) é estabelecida no Item 6 da ISO 37; quando corpos de prova em anel são estirados, a tensão não é uniforme na seção transversal, sendo mais realista em relação à condição real de operação dos reatores de derivação. Periodicamente, três amostras eram removidas, de acordo com o Item 9 da ISO 37. Para cada ponto de dados apresentado na seção de resultados, o valor reportado corresponde ao valor mediano das três amostras coletadas no respectivo dia, de acordo com o item 17 da ISO 37. Em segundo lugar, após o envelhecimento das amostras, elas foram enviadas a um laboratório com equipamento certificado para realizar os ensaios mecânicos e elétricos, Fig. 2.
Figura 2 – laboratório utilizado para o ensaio das amostras de silicone emborrachado
2.2.1 Resistência Mecânica – “Ensaio de Arrancamento (Pull-out)”
O ensaio de arrancamento (pull-out) é utilizado para simular o processo de falha de um material sob tração. Por meio da medição precisa de força e deformação, traduz o comportamento macroscópico de fratura em dados de resistência à tração quantificáveis e comparáveis. Nesse ensaio, uma força de tração controlada é aplicada perpendicularmente à interface colada até que ocorra o destacamento, permitindo a medição da força máxima de arrancamento. Para sistemas de isolação em silicone emborrachado, o critério de fim de vida útil é definido de acordo com a IEC 60216-2, Apêndice 1, Tabela 1, que estabelece que a falha do material é atingida quando a aderência mecânica residual diminui para menos de 50% de seu valor inicial, [18]. A avaliação experimental da aderência foi realizada por meio de ensaios de arrancamento (pull-off) padronizados, seguindo a IEC 60216-2, a ISO 37 e a ISO 4624, [19], garantindo repetibilidade e comparabilidade dos resultados.
2.2.2 Alongamento Mecânico – “Módulo a 100%”
O ensaio de alongamento verifica a propriedade mecânica utilizada para caracterizar a rigidez de materiais elastoméricos em uma deformação específica e substancial. É definido como a tensão de tração necessária para estirar um corpo de prova até exatamente o dobro de seu comprimento original, o que corresponde a 100% de deformação (strain). Esse valor é determinado por meio de um ensaio de tração padronizado, no qual um corpo de prova é estirado a uma taxa constante por uma máquina de ensaio universal. A força necessária para atingir esse alongamento é registrada e normalizada pela área da seção transversal original da amostra.
Este é um termo específico, “Módulo a 100%”, utilizado principalmente na indústria de borracha e elastômeros. Como as curvas de tensão-deformação desses materiais são tipicamente não lineares e não exibem um módulo de Young bem definido, o “módulo em um alongamento especificado” é comumente utilizado para caracterizar a rigidez. Essa medição fornece informações valiosas sobre a resistência de um material à deformação sob carga. Um valor de Módulo a 100% mais alto significa que o material é mais rígido e resistente, exigindo mais força (maior tensão) para estirá-lo até 100% de alongamento. Além disso, é importante ressaltar que o Módulo a 100% é uma medida de rigidez em uma deformação específica. Não é a resistência máxima do material (o ensaio de arrancamento mede a tensão máxima que o material pode suportar antes de romper). Materiais podem apresentar alta resistência à tração (ser muito resistentes), mas baixo módulo a 100% (ser macios e fáceis de estirar inicialmente).
2.2.3 Resistência Dielétrica
O ensaio de resistência dielétrica é uma avaliação de propriedade elétrica que mede a capacidade de um material de atuar como isolante, resistindo à ruptura elétrica sob esforço de alta tensão. O procedimento é definido pela IEC 60243-1, [20]. É definido como o campo elétrico máximo que um material pode suportar sem se tornar eletricamente condutivo, sendo reportado em volts por unidade de espessura (por exemplo, kV/mm).
O ensaio é realizado colocando-se uma amostra padronizada entre dois eletrodos de cobre em configuração esfera-esfera com 25mm de diâmetro. Em seguida, uma tensão CA continuamente crescente é aplicada até que um aumento súbito de corrente indique que o material sofreu ruptura, formando um caminho condutivo. Para este ensaio, os autores optaram por elevar a tensão em degraus de 60 segundos, de acordo com o item 10.4 da IEC60243-1. Cada degrau de tempo aumenta a tensão em 1kV. Essa abordagem permite o desenvolvimento de descargas parciais e envelhecimento térmico na superfície da silicone emborrachado, sendo uma abordagem conservadora. A resistência dielétrica é então calculada dividindo-se a tensão de ruptura no momento da falha pela espessura da amostra. Conforme especificado no item 5.2.6.2.4 da IEC60243-1, foi utilizado o corpo de prova com 1mm de espessura e 100mm de diâmetro. Esse diâmetro é suficientemente longo para prevenir contorno (flashover). As amostras de ensaio foram imersas em óleo isolante como meio circundante.
3 Resultados
Como esperado para mecanismos de degradação térmicamente ativados, a evolução da resistência à tração mostrada na Fig. 3 exibe uma redução progressiva com o tempo de envelhecimento em ambas as temperaturas de ensaio. Em todos os ensaios de arrancamento, a interface mais fraca de falha foi a de aderência (não houve nenhum caso de falha coesiva, conforme descrito na ISO 4624). A 200°C, após 21 dias de exposição, a resistência à tração permaneceu em aproximadamente 5,4 MPa, indicando ausência de degradação mensurável por uma duração próxima a 36 anos sob condições normais de operação. Após 98 dias, a resistência à tração diminuiu gradualmente de um valor inicial de 5,38 MPa para 3,36 MPa, correspondendo a 62% do valor original. Considerando a análise de sensibilidade da seção de metodologia, isso indica que o material pode suportar com segurança 36 anos de serviço operacional a 108ºC com energia de ativação de 80kJ/mol, uma vez que a resistência à tração permanece bem acima do critério de falha de 50% definido pela IEC 60216-2 ao longo de todo o período de envelhecimento.
A 220°C, a taxa de degradação aumentou, como esperado, devido à maior energia cinética associada aos processos de cisão de cadeia termicamente ativados no elastômero. Sob essas condições, após 8 dias de exposição, o material diminuiu de 5,38 MPa para uma resistência à tração de 4,05MPa, indicando degradação de aproximadamente 25% para uma vida de serviço de 36 anos em condição normal. Após 44 dias, a resistência à tração manteve 2,67 MPa, correspondendo a aproximadamente 50% do valor inicial. Considerando a análise de sensibilidade da seção de metodologia, isso indica que o material pode suportar com segurança 36 anos de serviço operacional a 108ºC, uma vez que a resistência à tração permanece acima do critério de falha de 50% definido pela IEC 60216-2 ao longo de todo o período de envelhecimento.
Figura 3 – Ensaio de arrancamento (Pull-out) – Resistência à Tração
A evolução do alongamento é apresentada na Figura 4. A 220°C, observa-se um comportamento não monotônico: a rigidez medida aumenta durante o estágio inicial (até aproximadamente 20 dias), seguida de um declínio perceptível. Em contraste, esse comportamento não é observado a 200°C, onde a evolução é mais gradual e estável. O aumento inicial na rigidez, particularmente a 220°C, é atribuído a efeitos de pós-cura, incluindo reticulação adicional, que aumentam temporariamente a resposta mecânica. O declínio subsequente observado a 220°C indica que outros processos de degradação podem ter ocorrido, por exemplo, degradação termo-oxidativa. Essa transição é acelerada em temperaturas mais elevadas e não é evidente a 200°C dentro do mesmo intervalo de tempo.
A amostra não envelhecida exibe rigidez de 1,12 MPa. A 220°C, esse valor aumenta para 1,28 MPa após 44 dias, correspondendo a um aumento de 14,29% em relação à condição inicial. A 200°C, a rigidez permanece relativamente estável durante os primeiros 60 dias, atingindo 1,21 MPa no dia 21 (um aumento de aproximadamente 8%), seguido por um aumento gradual até valores próximos a 2 MPa em tempos de exposição mais longos. Um aumento de 14,29% na rigidez do material no cenário simulado mais conservador e de 8% no cenário de condição real de 36 anos é um bom indicador de que o material não é propenso à fissuração. Como declarado na Seção 2.2.2, o aumento da rigidez é esperado e é consistente com reações de reticulação adicionais que ocorrem durante o envelhecimento térmico. Não obstante, os resultados obtidos indicam uma rigidez aceitável durante o período operacional.
Em geral, os resultados indicam que, sob condições de envelhecimento representativas (200°C), o material exibe comportamento estável e progressivo consistente com reticulação controlada, enquanto a resposta a 220°C reflete o efeito combinado de condicionamento acelerado e degradação em estágio inicial. Apesar desses efeitos, as variações medidas na rigidez permanecem dentro de uma faixa aceitável para a aplicação pretendida.
Figura 4 – Ensaio de Alongamento
Os resultados de resistência dielétrica, mostrados na Figura 5, exibem valores estáveis para ambas as temperaturas. A 200°C, a resistência dielétrica flutuou em torno de 23–24 kV/mm, enquanto a 220°C aumentou de 22,8 kV/mm para valores superiores a 25 kV/mm em tempos de envelhecimento mais longos. Esse comportamento muito estável, com uma melhoria marginal (11,4%), é explicado na Seção 2. Em geral, a ausência de deterioração dielétrica corrobora ainda mais a adequação do material para aplicações de isolação elétrica de longo prazo.
Figura 5 – Ensaio Dielétrico
Por fim, as tendências de degradação comparáveis observadas a 200°C e 220°C nos ensaios de arrancamento (pull-out) e de resistência dielétrica confirmam a consistência dos mecanismos de envelhecimento e corroboram a validade do modelo de Arrhenius. No entanto, a inconsistência observada no ensaio de alongamento indica que, a 220ºC, outros processos de degradação ocorreram. Além disso, a extensão da duração do ensaio possibilitou a discussão da análise de sensibilidade dos resultados obtidos.
4 Conclusão
Este artigo apresentou um estudo abrangente de envelhecimento térmico acelerado da isolação em silicone emborrachado aplicada no primeiro reator de derivação a seco a núcleo de ar de torre única de 550 kV. Uma série de ensaios em amostras envelhecidas aceleradamente foi conduzida de acordo com as normas IEC/ISO. Os resultados obtidos demonstram que a silicone emborrachado mantém desempenho mecânico bem acima dos critérios de fim de vida útil da IEC, mesmo sob suposições conservadoras de envelhecimento.
Primeiro, os resultados indicam que, sob condições operacionais normais, a resistência à tração do silicone será reduzida, atingindo 25% de degradação após 36 anos sob condições operacionais normais ou 62% sob condição extrema de temperatura constante de 108ºC e energia de ativação mais baixa (80kJ/mol).
Segundo, com relação à evolução da rigidez, os resultados indicam que a silicone emborrachado exibe um aumento gradual de rigidez com o envelhecimento; no entanto, a magnitude dessa alteração permanece limitada. O aumento de rigidez projetado de 14,29% após 36 anos de operação é considerado aceitável e não indica uma transição para fragilização (embrittlement). Esse comportamento é de particular relevância para aplicações industriais, uma vez que um modo de falha comum de materiais de silicone RTV convencionais é a fissuração superficial. Esse risco é maior em climas tropicais, onde flutuações diárias pronunciadas de temperatura impõem ciclos repetidos de expansão e contração térmica ao material. Além disso, a elasticidade mantida contribui para melhor tolerância a vibrações mecânicas, reduzindo ainda mais a probabilidade de iniciação e propagação de trincas durante o serviço de longo prazo.
Terceiro, a resistência dielétrica permaneceu estável ao longo da duração do ensaio, indicando que o material é adequado para aplicações de alta tensão.
Esses achados corroboram empiricamente que o material de isolação inovador atende ao período de vida útil de serviço regulatório de 36 anos exigido no Brasil, corroborando com a maturidade técnica da tecnologia de reator de derivação a seco a núcleo de ar de torre única de 550 kV e com a adoção mais ampla de soluções ambientalmente amigáveis e de baixa manutenção para redes de transmissão modernas.
Além disso, a comparação entre os resultados a 200°C e 220°C indica que a exposição a 220°C introduziu um aumento transitório no alongamento. Portanto, outra contribuição deste trabalho é que os ensaios de envelhecimento acelerado de silicone emborrachado devem ser limitados a 200ºC.
Por fim, embora este estudo tenha como foco o envelhecimento térmico, reconhece-se que a degradação da silicone emborrachado em condições de serviço também é influenciada por fatores de estresse ambiental, como radiação UV, umidade, ciclagem de temperatura e poluição. Esses fatores podem introduzir mecanismos de degradação adicionais, que não são capturados por modelos puramente térmicos. Sugestão de trabalho futuro é estender a presente abordagem a condições de envelhecimento combinadas, a fim de melhor representar a operação em campo.
BIBLIOGRAFIA
[1] Operador Nacional do Sistema Elétrico (ONS), “Equipamentos de Controle de Reativos,” ONS Dados Abertos, dataset, 15 dez. 2025. [Online]. Disponível: https://dados.ons.org.br/dataset/equipamento-controle-reativo. Acesso em: 25 dez. 2025.
[2] P. Dopplmair, N. Bhardwaj, e S. El-Khoury, “Important Aspects of HV Dry Type Shunt Reactors in Comparison with Oil Immersed Shunt Reactors,” CIGRE Session Materials, ref. A2-11180-2024, 2024.
[3] P. Dopplmair, K. Pointner, e P. Venediger, “Evaluation and Implementation of HV Dry-Type Shunt Reactors into a 420 kV Transmission Grid,” CIGRE Session Materials, ref. A2-10810-2022, 2022.
[4] A. Gaun, A. Grisenti, B. Fröhlich, e C. Niederauer, “420 kV Shunt Reactors for Reactive Power Compensation Explaining the Trends Favoring Air-Core Dry-Type Technology,” CIGRE Session Materials, ref. A2-10803-2022, 2022.
[5] M. M. Awad, H. M. Said, B. A. Arafa, e A. Nosseir, “Long-term ageing of silicone rubber insulators due to sandstorms,” CIGRE Session Materials, ref. 15-205_2000, 2000.
[6] Working Group D1.14 CIGRÉ, “Important Material Properties of RTV Silicone Rubber Insulator Coatings”, CIGRE Technical Brochure, ref. 478-2011, 2011.
[7] G. Wu et al., “Aging Mechanisms and Evaluation Methods of Silicone Rubber Insulator Sheds: A Review,” in IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, vol. 31, no. 2, pp. 965-979, abril de 2024, doi: 10.1109/TDEI.2023.3337759.
[8] H. M. Wilhelm, P. Fernandes, e R. Marek, “Thermal class of thermally upgraded paper in natural ester and in mineral insulating oils according to IEEE C57.100-2011,” CIGRE Session Materials, ref. D1-10856-2024, 2024.
[9] C. Wang, R. Cao, Y. Tu, X. Ai, Y. Zhang e Y. Xu, “Characteristics of C4F7N/Epoxy Resin Insulation System Affected by Long-Term Electro-Thermal Accelerated Aging,” in IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, vol. 28, no. 6, pp. 1973-1979, dezembro de 2021, doi: 10.1109/TDEI.2021.009748.
[10] Y. Li, L. Xie, Z. Xu, W. Hu, X. Xie e T. Liu, “Study on the Damp Heat Aging Performance of Encapsulated Insulation in Ultra High Voltage Dry-type Parallel Reactors,” 2025 IEEE 8th International Electrical and Energy Conference (CIEEC), Changsha, China, 2025, pp. 2643-2649, doi: 10.1109/CIEEC64805.2025.11116761.
[11] Y. Zhou, Y. Zhang, L. Zhang, D. Guo, X. Zhang, e M. Wang, “Electrical tree initiation of silicone rubber after thermal aging,” IEEE Trans. Dielectr. Electr. Insul., vol. 23, no. 2, pp. 748–756, abril de 2016.
[12] H. Hu, Z. Jia e X. Wang, “Aging Mechanism of Silicone Rubber Under Thermal–Tensile Coupling Effect,” in IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, vol. 29, no. 1, pp. 185-192, fevereiro de 2022, doi: 10.1109/TDEI.2022.3146543.
[13] IEC 60085:2007, Electrical insulation — Thermal evaluation and designation, International Electrotechnical Commission (IEC), Genebra, Suíça, 2007.
[14] IEC, Power transformers – Part 6: Reactors, IEC 60076-6, International Electrotechnical Commission, Genebra, Suíça, 2007.
[15] Ou, Huibin & Sahli, Mohamed & Barriere, Thierry & Gelin, Jean-Claude. (2016). Determination of the activation energy of silicone rubbers using different kinetic analysis methods. MATEC Web of Conferences. 80. 16007. 10.1051/matecconf/20168016007.
[16] ISO 37:2014, Rubber, vulcanized or thermoplastic — Determination of tensile stress-strain properties, International Organization for Standardization (ISO), Genebra, Suíça, 2014.
[17] ISO 23529:2016, Rubber — General procedures for preparing and conditioning test pieces for physical test methods, International Organization for Standardization (ISO), Genebra, Suíça, 2016.
[18] IEC 60216-2:2005, Electrical insulating materials — Thermal endurance properties — Part 2: Determination of thermal endurance properties — Choice of test criteria, International Electrotechnical Commission (IEC), Genebra, Suíça, 2005.
[19] ISO 4624:2016, Paints and varnishes — Pull-off test for adhesion, International Organization for Standardization (ISO), Genebra, Suíça, 2016.
[20] IEC 60243-1, Electric strength of insulating materials – Test methods – Part 1: Tests at power frequencies, International Electrotechnical Commission, Genebra, Suíça, 2013.
