Aplicación Práctica / Practical Issues
Recibido: 30-04-2026, Aprobado tras revisión: 16-07-2026
Forma sugerida de citación: Calle, J.; Guamán, W.; Velasco, F.; Cajas, J. (2026). “Metodología basada en ATPDraw para la
preconfiguración y validación experimental de ensayos de impulso tipo rayo en transformadores de potencia”. Revista Técnica
“energía”. No. 23, Issue I, Pp. 55-64
ISSN Online: 2602-8492 - ISSN Impreso: 1390-5074
Doi: https://doi.org/10.37116/revistaenergia.v23.n1.2026.763
© 2026 Autores Esta publicación está bajo una licencia internacional Creative Commons Reconocimiento –
No Comercial 4.0
ATPDraw-Based Methodology for the Pre-Configuration and Experimental
Validation of Lightning Impulse Tests in Power Transformers
Metodología basada en ATPDraw para la preconfiguración y validación
experimental de ensayos de impulso tipo rayo en transformadores de potencia
J.H. Calle1
0000-0002-5964-8608
W. Guamán2
0000-0001-8933-3685
M.F. Velasco3
0000-0001-6676-591X
E.J. Cajas1
0000-0003-0656-7334
1Instituto Superior Universitario Sucre, Quito, Ecuador
E-mail: jcalle@tecnologicosucre.edu.ec, ecajas@tecnologicosucre.edu.ec
2Escuela Superior Politécnica de Chimborazo, Riobamba, Ecuador
wilian.guaman@espoch.edu.ec
E-mail: 3illariGrid S.A.S, Riobamba, Ecuador
illari.consultoria@outlook.com
Abstract
This work presents an ATPDraw-based methodology for
simulating full lightning impulse tests on power
transformers. The transformer under test was represented
by lumped capacitive and inductive parameters, while the
impulse generator and the measuring system were adjusted
according to the laboratory configuration. Five
independent case studies were analyzed by comparing
simulated and measured waveforms in terms of peak
voltage (p), front time (1), and tail time (2). The
comparison shows a close agreement for peak voltage and
front time, with global errors below 3.5 % and 10 %,
respectively, while the tail time exhibited higher sensitivity
to the simplified representation of the test object. All
simulated waveforms satisfied the tolerances established
for the standard 1.2/50 µs lightning impulse. The proposed
methodology supports the pre-adjustment of impulse-
generator parameters and reduces trial-and-error
procedures during high-voltage laboratory tests.
Index terms— lightning impulse test, impulse voltage
generator, ATPDraw, high-voltage test, transformer.
Resumen
Este trabajo presenta una metodología basada en ATPDraw
para simular ensayos de impulso tipo rayo completo en
transformadores de potencia. El transformador bajo ensayo
se representó mediante parámetros capacitivos e inductivos
concentrados equivalentes, mientras que el generador de
impulsos y el sistema de medición se ajustaron de acuerdo
con la configuración experimental empleada en
laboratorio. Se analizaron cinco casos de estudio
independientes, comparando las formas de onda simuladas
y medidas en términos de tensión pico (p), tiempo de
frente (1) y tiempo de cola (2). La comparación evidencia
una aproximación adecuada para la tensión pico y el
tiempo de frente, con errores globales inferiores al 3,5 % y
al 10 %, respectivamente, mientras que el tiempo de cola
presentó mayor sensibilidad frente a la representación
simplificada del objeto de ensayo. Todas las ondas
simuladas cumplieron las tolerancias establecidas para el
impulso tipo rayo normalizado 1,2/50 µs. La metodología
propuesta apoya el ajuste previo del generador de impulsos
y contribuye a reducir procedimientos de prueba y error
durante los ensayos de alta tensión en laboratorio.
Palabras clave— Impulso tipo rayo, generador de
impulsos, ATPDraw, prueba de alta tensión,
transformador.
55
Edición No. 23, Issue, Junio 2026
1. INTRODUCCIÓN
Las perturbaciones en los sistemas eléctricos de
potencia son inherentes a su operación y pueden generar
sobretensiones transitorias de origen interno y externo,
cuyas amplitudes pueden superar ampliamente los valores
pico de la tensión nominal de la red y provocar descargas
disruptivas [1]. En el marco de la coordinación de
aislamiento, IEC 60071-1 clasifica los equipos en función
de la tensión más elevada del equipo m y del tipo de
sobretensión predominante [2]:
• Rango 1 (m): las perturbaciones
externas, principalmente las descargas
atmosféricas, presentan mayor exigencia
dieléctrica.
• Rango 2 (m): las sobretensiones
de origen interno o de conmutación adquieren
un rol crítico.
Esta clasificación permite determinar las tensiones
soportadas normalizadas de corta duración ante impulsos
tipo rayo y maniobra según el rango correspondiente. En
consecuencia, constituye la base para definir y ejecutar
ensayos dieléctricos en laboratorio [3].
Aunque la forma de onda de las sobretensiones
transitorias reales puede variar considerablemente, los
ensayos de alta tensión emplean impulsos normalizados de
polaridad unidireccional para reproducir condiciones
representativas de solicitación dieléctrica. En el ensayo de
impulso tipo rayo normalizado, la forma de onda se
caracteriza por la tensión pico aplicada (p), el tiempo de
frente (1) y el tiempo al valor medio o tiempo de cola (2),
asociados a la onda 1,2/50 µs definida en IEC 60060-1 [6].
Para este propósito, los laboratorios de alta tensión
emplean Generadores de Impulso de Tensión (GIT), que
permiten ajustar la amplitud y los parámetros temporales
de la onda aplicada. Aunque históricamente estos ensayos
han tenido un carácter destructivo para determinar el límite
de ruptura dieléctrica, la ingeniería moderna se orienta
hacia metodologías de modelación previa que optimizan la
configuración del circuito de ensayo [7]. De este modo, se
busca mitigar riesgos de fallas imprevistas durante la
prueba y preservar la integridad del aislamiento del objeto
bajo ensayo.
En este marco, el presente trabajo propone una
metodología sistemática para modelar en ATPDraw los
elementos que intervienen en este ensayo permitiendo la
preconfiguración y validación experimental de ensayos de
impulso tipo rayo de onda completa en transformadores de
potencia. La propuesta integra principalmente el modelo
detallado por etapas del GIT, la representación del objeto
de ensayo mediante sus parámetros capacitivos e
inductivos concentrados equivalentes y el sistema de
medición. Con ello, se busca reproducir las condiciones
principales del ensayo antes de su aplicación experimental,
facilitando el ajuste previo del GIT y reduciendo
procedimientos de prueba y error en laboratorio.
El resto del artículo se organiza de la siguiente
manera: en la Sección 2 se detallan los principales
parámetros seleccionados para el modelado del GIT, el
modelo del objeto de ensayo y el fundamento
metodológico normalizado para la determinación de los
parámetros de la onda resultante; la Sección 3 se analizan
los resultados obtenidos y se realiza la comparación entre
simulación y ensayo experimental; finalmente en la
Sección 4 se resumen las principales conclusiones del
trabajo.
2. METODOLOGÍA
En esta sección se presentan el modelado matemático
y la caracterización experimental de los elementos que
conforman el circuito generador de impulsos. Se describen
los parámetros eléctricos y constructivos relevantes de
cada componente. Posteriormente, los modelos se integran
en ATPDraw. Por último, se indican los métodos
empleados para su parametrización y validación mediante
la comparación entre los parámetros del impulso simulado
y las mediciones de laboratorio.
2.1 Circuito Generador de Impulsos
Para la generación de impulsos tipo rayo y tipo
maniobra, el circuito de Marx convencional multietapa
constituye una solución ampliamente utilizada por su
escalabilidad y flexibilidad de ajuste. El circuito consta de
etapas; durante el proceso de carga, los condensadores
G se conectan en paralelo a través de resistencias de carga
ch. Al alcanzar la tensión de ruptura, los explosores de
esferas (gaps) se ceban y los condensadores se conectan en
serie, multiplicando la tensión de carga 0 en función del
número de etapas para obtener la tensión pico de salida p
[10].
La onda normalizada se obtiene mediante la
configuración de las resistencias del generador: f controla
principalmente el tiempo de frente, mientras que t
controla el tiempo de cola. La descarga se aplica sobre la
capacitancia equivalente del objeto de ensayo TO, descrita
en la Sección 2.2. La Fig. 1 muestra un circuito de tres
etapas con sus componentes fundamentales [9].
56
Calle et al. / Metodología basada en ATPDraw para la preconfiguración y validación experimental de ensayos de impulso tipo rayo
Figura 1: Circuito generador de impulso multietapa de Marx [9]
Sin embargo, cuando el objeto de ensayo presenta
comportamiento predominantemente inductivo, como
ocurre en transformadores y reactores, el circuito de Marx
convencional puede presentar limitaciones para reproducir
adecuadamente el tiempo de cola 2. Para considerar esta
interacción, se emplea la variante Marx-Glaninger, donde
el objeto de ensayo se representa mediante una
capacitancia TO en paralelo con una inductancia
equivalente TO. El circuito resultante se muestra en la Fig.
2 [17].
Figura 2: Circuito generador de impulso multietapa de Marx-
Glaninger [17]
A partir del análisis clásico descrito por Kuffel y
Kuffel [7], la tensión transitoria de salida en el dominio del
tiempo puede expresarse mediante la ecuación (1):
salida󰇛󰇜0󰇟sin󰇛󰇜󰇠
(1)
Donde:
0: tensión de carga inicial.
y : coeficientes de amplitud adimensionales
determinados por las condiciones iniciales del
circuito.
: factor de amortiguamiento.
: factor de atenuación.
: frecuencia angular de oscilación transitoria.
: ángulo de desfase.
La ecuación (1) permite interpretar la forma de onda
transitoria resultante y la influencia de los elementos
capacitivos e inductivos del circuito. No obstante, en un
sistema multietapa real intervienen inductancias,
capacitancias parásitas y elementos de conmutación que
dificultan el ajuste analítico exacto. Por esta razón, en este
trabajo se adopta un modelo de simulación por etapas,
siguiendo el enfoque de análisis de cargas inductivas
propuesto en [17]. El generador implementado se
parametrizó a partir de las especificaciones físicas de un
equipo Huazheng HZCJ-1400 kV/140 kJ [16].
2.2 Modelo del Objeto de Ensayo
IEC 60076-4 proporciona directrices para los ensayos
de impulso en transformadores y reactores [18]. En este
trabajo, el objeto de ensayo se representa mediante dos
parámetros concentrados dominantes: la capacitancia
equivalente TO y la inductancia equivalente TO. Esta
representación se adopta como una aproximación de
primer orden, válida para reproducir la interacción
principal entre el generador y el transformador durante el
impulso tipo rayo.
La componente capacitiva se determinó mediante
ensayos de factor de potencia y capacitancia. Aunque este
ensayo se utiliza principalmente para evaluar el estado del
aislamiento y las pérdidas dieléctricas, también
proporciona información sobre el acoplamiento capacitivo
entre devanados y tierra. Para ello, se empleó el sistema
DELTA 4000 de Megger bajo el método Grounded
Specimen Test (GST). En esta configuración, mostrada en
la Fig. 3, los terminales de alta tensión (H), baja tensión (L)
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Edición No. 23, Issue, Junio 2026
y tierra (G) se conectan de manera que se obtengan las
capacitancias principales del sistema de aislamiento: HG,
LG y HL [13].
En particular, la capacitancia entre el devanado de alta
tensión y tierra HG se adopta como parámetro de
referencia para modelar impulsos aplicados al devanado de
alta tensión. Esta simplificación concentra el sistema
capacitivo distribuido del transformador en una carga
equivalente TO, por lo que debe interpretarse como una
aproximación útil para la preconfiguración del ensayo, no
como un modelo interno completo del devanado.
Figura 3: Diagrama de conexión para ensayo de factor de potencia
con método GST [13]
Respecto a la componente inductiva, se empleó el
criterio de cálculo usado para cargas inductivas en ensayos
de impulso [17]. La inductancia puede determinarse
experimentalmente mediante el ensayo de cortocircuito o
derivarse de la impedancia porcentual cc󰇛󰇜 especificada
en la placa de características del transformador. IEC
60076-4 advierte que el valor efectivo durante el ensayo
depende de la conexión de los bornes que no están bajo
prueba; en esta investigación se consideró la condición con
neutro y devanados secundarios conectados a tierra [18].
A partir de esta selección, la inductancia equivalente
TO se incorporó al modelo de simulación. La componente
resistiva del devanado se consideró despreciable frente a la
reactancia, por lo que su influencia sobre la amortiguación
del impulso se asumió secundaria para el nivel de
aproximación buscado. La ecuación (2) permite estimar
TO en valores reales [14].
TO cc󰇛󰇜
 b
b
(2)
Donde:
TO: inductancia equivalente del objeto de ensayo.
cc󰇛󰇜: impedancia de cortocircuito porcentual.
b: tensión base.
b: potencia base.
: frecuencia.
Las componentes TO y TO representan una
simplificación concentrada del comportamiento transitorio
del transformador. En un equipo real, la respuesta ante
impulso depende de una red distribuida de capacitancias e
inductancias; por ello, esta aproximación es adecuada para
preconfigurar el circuito de ensayo, aunque no reemplaza
un modelo interno detallado del devanado [15].
2.3 Desarrollo del GIV en ATPDraw
El desarrollo del circuito se llevó a cabo utilizando el
software Alternative Transient Program (ATPDraw), una
herramienta especializada en el análisis de fenómenos
transitorios. Su implementación en ATPDraw versión
7.2p10 permite realizar estudios de barrido paramétrico,
variando uno o más elementos del circuito para evaluar su
comportamiento bajo diferentes condiciones operativas.
La Fig. 4 muestra el diagrama de representación de este
generador de impulsos dividido en tres secciones:
a) Generador de impulsos: consta de siete etapas.
Inicialmente se modela una fuente de tensión DC1PHUG
y posteriormente se incorporan los capacitores de etapa G
= 1 µF y las resistencias de carga ch = 10 kΩ. Para la
conmutación se utilizaron interruptores dependientes de
voltaje SWITCHVC, que representan el cebado simultáneo
de los gaps cuando los capacitores principales alcanzan la
tensión máxima de carga.
b) Objeto de ensayo: se modeló mediante una
inductancia equivalente TO y una capacitancia equivalente
TO. En ATPDraw, estos elementos fueron declarados
mediante componentes lineales de la librería del programa
(IND_LINE y CAP_LINE).
c) Sistema de medición: consta de un divisor
capacitivo con relación 1690:1, compuesto por un
capacitor primario de 0,004 µF y un capacitor secundario
de 0,6 µF. Además, se incluyó la representación de la línea
de transmisión de datos mediante cable coaxial de
radiofrecuencia con impedancia característica adaptada, de
acuerdo con el sistema de medición considerado [8]. Para
la ganancia de los instrumentos de registro se utilizaron
herramientas TACS de ATPDraw, y los parámetros
principales se contrastaron con la información técnica del
fabricante [16].
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Calle et al. / Metodología basada en ATPDraw para la preconfiguración y validación experimental de ensayos de impulso tipo rayo
Figura 4: Diagrama de generador de impulso de siete etapas
modelado en ATPDraw
Para garantizar la convergencia numérica y la
estabilidad del algoritmo de integración, el paso de
integración  se estableció en . Con esta
configuración temporal, el tiempo promedio de respuesta
computacional por corrida de simulación fue de 1,675 s.
Para pasos menores, el tiempo de procesamiento aumenta
considerablemente y pueden presentarse limitaciones de
memoria sin mejoras significativas en la resolución de la
respuesta transitoria.
2.4 Metodología para Evaluación de resultados de
simulación
Para verificar la validez del impulso tipo rayo como
ensayo, se consideró una forma de onda con polaridad
negativa, condición representativa para la evaluación del
aislamiento externo. El análisis de la onda resultante se
realizó de acuerdo con IEC 60060-1 [6]. El primer
parámetro evaluado fue que la tensión pico aplicada en
onda completa se mantenga dentro de la tolerancia de
 respecto a la tensión de soportabilidad ante impulso
tipo rayo (BIL).
La evaluación del tiempo de frente requiere una
definición matemática específica, especialmente cuando
existen perturbaciones superpuestas en la porción
ascendente de la onda. Para ello, IEC 60060-1 define el
tiempo de frente virtual 1 a partir de los puntos
correspondientes al 30 % y 90 % de la tensión pico, como
se expresa en la ecuación (3).
1󰇛90 30󰇜
(3)
Donde:
1: tiempo de frente virtual.
90: instante en el que la onda alcanza el 90 % de la tensión
pico durante el frente.
30: instante en el que la onda alcanza el 30 % de la tensión
pico durante el frente.
La Fig. 5 muestra los puntos determinantes en el frente
de onda para el cálculo de 1. Para caracterizar la porción
descendente, el tiempo de cola 2 se define como el
intervalo requerido para que la tensión disminuya hasta el
50 % de la tensión pico p, según el criterio ilustrado en la
Fig. 6 [6].
Figura 5: Puntos determinantes en el frente de onda ajustado
Figura 6: Puntos de medición en el descenso de la onda
59
Edición No. 23, Issue, Junio 2026
2.5 Criterios estadísticos para la comparación de
resultados experimentales y simulados
Finalmente, una vez obtenidos los parámetros de la
onda de tensión: tensión pico p, tiempo de frente 1 y
tiempo de cola 2, se cuantificó la exactitud del modelo
mediante la comparación entre los valores medidos en
laboratorio y los valores obtenidos en simulación. El error
relativo porcentual para cada caso se definió mediante la
ecuación (4):
r󰇛󰇜lab sim
lab 
(4)
Asimismo, para evaluar el comportamiento global del
modelo en las cinco unidades independientes ensayadas, se
aplicó el Error Medio Cuadrático Porcentual (EMCP),
expresado en la ecuación (5):
EMCP󰇛󰇜
󰇛lab sim
lab 󰇜


(5)
Donde:
: número total de casos de estudio.
: índice de sumatoria.
lab: valor de referencia medido en laboratorio; sim: valor
estimado mediante simulación.
La combinación de estas métricas permite evaluar el
modelo de forma puntual y global. El error relativo
identifica la desviación específica en cada transformador,
mientras que el EMCP resume el ajuste general del modelo
frente a los registros experimentales.
3. DISCUSIÓN Y RESULTADOS
Esta sección presenta un análisis comparativo entre
los resultados obtenidos mediante la metodología
propuesta y los datos experimentales de laboratorio. Para
la validación se ensayaron cinco transformadores de
potencia con grupo de conexión Dyn1, aplicando impulsos
tipo rayo de polaridad negativa y evaluando p, 1 y 2. El
análisis se fundamenta en IEC 60060-1 [6]. Las
características de las unidades bajo ensayo se detallan en la
Tabla 1.
Tabla 1: Parámetros de casos de estudio
Casos
Potencia
(MVA)
Tensión
nominal
(kV)
TO
(nF)
TO
(mH)
Z
(%)
BIL
(kV)
1
5
69/13.8
1.483
192.00
7.60
350/95
2
7.5
69/13.8
2.456
121.23
7.20
350/95
3
10
69/13.8
1.811
112.00
8.90
350/95
4
6
69/13.8
1.830
109.45
5.20
350/95
5
7.5
69/34.5
2.857
104.39
6.20
350/150
3.1 Análisis de Voltaje Máximo de Salida
Los valores máximos de tensión alcanzados para cada
uno de los cinco casos de estudio se comparan en la Fig. 7,
contrastando los registros experimentales de laboratorio
con las respuestas obtenidas mediante simulación. El caso
2 presenta la mayor discrepancia cuantitativa, con una
diferencia absoluta de 24,12 kV, equivalente a un error
relativo porcentual de 7,09 %. En contraste, los casos 1, 3,
4 y 5 exhiben desviaciones de 1,71 %, 3,25 %, 0,91 % y
1,43 %, respectivamente, consolidando un error medio
cuadrático inferior al 3,5 %.
Figura 7: Comparación de la tensión pico entre simulación y
laboratorio
Es fundamental distinguir entre el cumplimiento
normativo y la exactitud predictiva del modelo. Con
respecto al BIL, IEC 60060-1 establece una tolerancia de
 para la tensión pico de onda completa. La
simulación cumple este criterio en todos los casos; sin
embargo, la discrepancia observada en el caso 2 evidencia
que el cumplimiento normativo no implica, por sí solo, una
reproducción exacta del registro experimental.
3.2 Análisis de Tiempos de Frente T1
La Fig. 8 muestra las curvas de impulso tipo rayo
obtenidas en ATPDraw para cada uno de los cinco casos
evaluados, lo que permite una validación cualitativa del
comportamiento del modelo en el dominio del tiempo. En
la gráfica se aprecia que las curvas se superponen
60
Calle et al. / Metodología basada en ATPDraw para la preconfiguración y validación experimental de ensayos de impulso tipo rayo
parcialmente durante la fase inicial del transitorio,
evidenciando la dinámica rápida del frente de onda.
Figura 8: Onda de impulso simulada para cada caso
La Fig. 9 ilustra la comparación cuantitativa de los
tiempos de frente 1 entre los impulsos simulados y los
ensayos experimentales. Al evaluar la exactitud predictiva
mediante la ecuación (4), la mayor discrepancia se presenta
en el caso 4, con una diferencia de 0,23 µs, equivalente al
19,66 %. En contraste, los casos 1, 3 y 5 presentan
desviaciones de 0,85 %, 0,88 % y 2,44 %, respectivamente,
consolidando un EMCP inferior al 10 % para 1.
Figura 9: Comparación de tiempo de frente 1
El análisis de las resistencias de frente f, mostrado en
la Tabla 2, evidencia una alta similitud entre los valores de
laboratorio y simulación, con diferencias absolutas
comprendidas entre 2 Ω y 30 Ω. En general, los resultados
confirman que f es uno de los parámetros más relevantes
en la calibración del generador de impulsos, ya que influye
directamente en el tiempo de frente y en la forma inicial de
la señal aplicada.
Tabla 2: Comparación del valor de la resistencia f
Caso
Laboratorio
(Ω)
Simulación
(Ω)
Diferencia
(Ω)
1
280
310
30
2
255
257
2
3
210
240
30
4
280
290
10
5
145
150
5
3.3 Tiempos de cola T2.
La Fig. 10 muestra el perfil temporal de las curvas
simuladas en el instante en que la señal de tensión se
encuentra al 50 % en el descenso de la onda. Las curvas
presentan pendientes concordantes, lo que indica un
comportamiento consistente en el grupo de
transformadores evaluado.
Figura 10: Punto de onda descendente al 50 % del voltaje pico
La Fig. 11 muestra el análisis comparativo cuantitativo
del tiempo 2 entre la simulación y los registros de
laboratorio. En la mayoría de los casos la simulación
presenta valores ligeramente superiores a los medidos. El
caso 3 muestra la mayor discrepancia, con una diferencia
temporal de 12,17 µs y un error relativo de 28,9 %,
mientras que el EMCP total para 2 es 14,12 %.
Al evaluar los resultados frente a los límites
normativos, tanto las ondas simuladas como las medidas se
mantuvieron dentro del intervalo admisible para el tiempo
de cola del impulso normalizado. No obstante, este
cumplimiento debe interpretarse de forma separada de la
exactitud del modelo, ya que estar dentro del rango
normativo no garantiza una coincidencia directa entre
simulación y laboratorio.
Figura 11: Comparación del tiempo de cola 2 entre simulación y
laboratorio
La resistencia de cola t fue comparada entre
laboratorio y simulación debido a su influencia directa
sobre el tiempo de cola 2. A diferencia de f, que modifica
61
Edición No. 23, Issue, Junio 2026
principalmente la pendiente inicial de la onda, t interviene
en el proceso de descarga y en el tiempo requerido para que
la señal alcance el 50 % de la tensión pico.
Tabla 3: Comparación del valor de la resistencia t.
Caso
Laboratorio
(Ω)
Simulación
(Ω)
Diferencia
(Ω)
1
770
772
2
2
805
808
3
3
770
775
5
4
880
883
3
5
790
792
2
Se evidencia que los valores de t presentan diferencias
reducidas entre laboratorio y simulación, con variaciones
absolutas entre 2 Ω y 5 Ω. Sin embargo, las diferencias
observadas en 2 son mayores que las diferencias propias
de t, por lo que el tiempo de cola no depende únicamente
de esta resistencia. Su comportamiento también está
asociado con la interacción entre TO, TO y los elementos
parásitos presentes en el montaje experimental.
3.4 Discusión General de Resultados
El análisis consolidado demuestra que el modelo
computacional implementado en ATPDraw reproduce de
forma adecuada los parámetros principales de la onda de
impulso tipo rayo en los cinco transformadores evaluados.
En lo referente a la tensión pico p, el modelo presenta
errores relativos por debajo de 7,1 % y una desviación
promedio de 3,76 %.
En el caso del tiempo de frente 1, las diferencias
porcentuales varían entre 0,85 % y 13,1 %, con una
desviación promedio aproximada de 6,0 %. Las diferencias
en los ajustes de f se asocian a resistencias de conexión,
inductancias parásitas y capacitancias distribuidas del
montaje físico, elementos que no siempre pueden
representarse con exactitud mediante un modelo
concentrado.
El tiempo de cola 2 presenta la mayor sensibilidad frente
a la representación del objeto de ensayo. Los errores
relativos alcanzan un máximo de 28,9 % y una desviación
promedio de 10,8 %. Esto confirma que el modelo es útil
para la preconfiguración del ensayo, aunque la predicción
precisa de 2 requiere incorporar con mayor detalle los
elementos parásitos del montaje y la naturaleza distribuida
del transformador.
Más allá de la exactitud predictiva del ajuste numérico, el
cumplimiento normativo fue satisfactorio para los
parámetros evaluados en la simulación. Sin embargo, la
validación metodológica debe distinguir entre dos
criterios: por un lado, que la onda cumpla las tolerancias
normalizadas; por otro, que el modelo reproduzca con
precisión los registros experimentales. Esta distinción es
especialmente relevante para interpretar las diferencias
observadas en 2.
4. CONCLUSIONES
En este trabajo se presentó una metodología basada en
ATPDraw para la preconfiguración y validación
experimental de ensayos de impulso tipo rayo completo en
transformadores de potencia. La propuesta integra el
modelado del generador de impulsos, el sistema de
medición y la caracterización capacitiva e inductiva del
objeto de ensayo, permitiendo reproducir en simulación las
condiciones principales observadas en laboratorio.
Los resultados muestran una buena correspondencia
entre simulación y ensayo experimental. La tensión pico
presentó la mejor aproximación, con una desviación
promedio cercana al 3,76 %, mientras que los parámetros
temporales alcanzaron desviaciones promedio
aproximadas de 6,0 % para 1 y 10,8 % para 2. En todos
los casos evaluados, las ondas simuladas se mantuvieron
dentro de las tolerancias establecidas para el impulso de
tensión tipo rayo normalizado de onda completa 1,2/50 µs.
La metodología propuesta permite apoyar el ajuste
previo del generador de impulsos y mejorar la trazabilidad
entre la simulación y la prueba experimental. En un trabajo
futuro se pretende incorporar con mayor detalle los
elementos parásitos del montaje, los cables de conexión,
los gaps y las pérdidas asociadas al transformador bajo
ensayo para mejorar la predicción de los tiempos de frente
y cola.
5. REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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Power transformers and reactors. Geneva,
Switzerland: IEC, 2002.
John H. Calle. - Nació en Ambato,
Ecuador en 1998. Recibió su título de
Ingeniero Eléctrico en Sistemas
Eléctricos de Potencia de la
Universidad de Técnica de Cotopaxi
en 2022. Ha desempeñado cargos
como laboratorista de alto voltaje y
supervisor operativos de proyectos integrales en media y
baja tensión, actualmente se desempeña como docente de
la carrera de electricidad en el Instituto Superior
Universitario SUCRE. Sus campos de investigación están
relacionados con el diseño en alto voltaje y estudios de
sistemas eléctricos de potencia.
Wilian Guamán. - nació en
Riobamba, Ecuador en 1989.
Profesional especializado en la
coordinación, ejecución y
fiscalización de proyectos
energéticos, específicamente en la
construcción de facilidades de
superficie y la puesta en marcha de
plantas de generación de electricidad. Recibió su título de
Ingeniero en Electromecánica por la Universidad de las
Fuerzas Armadas ESPE y de máster en Ingeniería de la
Energía por la Universidad Politécnica de Madrid. Desde
2018, se desempeña como docente universitario.
Actualmente, es candidato a doctor en ingeniería eléctrica
en la Escuela Superior Politécnica del Litoral y sus campos
de investigación están relacionados con la planificación
óptima de los sistemas eléctricos de potencia.
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Edición No. 23, Issue, Junio 2026
María Fernanda Velasco. - María
Fernanda Velasco Cayo nació en
Latacunga, Ecuador, en 1996.
Profesional especializada en diseño y
construcción de redes de distribución
eléctrica y gestión de proyectos del
sector energético. Recibió su título de
Ingeniera Eléctrica y de magíster en
Electricidad con mención en Sistemas Eléctricos de
Potencia. Actualmente, se desempeña como consultora
independiente. Sus campos de interés profesional e
investigación están relacionados con la integración de
energías renovables a las redes eléctricas.
Edgar Javier Cajas Oña. - Nació en
Saquisilí en 1987. Recibió su título
de Ingeniero en Electrónica e
Instrumentación de la Universidad de
las Fuerzas Armadas – ESPE,
Latacunga en 2015; Master en
Docencia Universitaria de la
Universidad Internacional
Iberoamericana, México 2023; Maestría en Electricidad
mención en Energías Renovables y Eficiencia Energética
de la Pontificia Universidad Católica del Ecuador Sede
Esmeraldas, Ecuador 2025. Actualmente trabajo en el
Instituto Superior Universitario SUCRE como Docente y
el campo de investigación se encuentra relacionado con la
Automatización e Instrumentación.
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