13_Puestas a Tierra de Alta Tensión

Un Compromiso de los Empresarios de Chile

INSTITUTO NACIONAL DE CAPACITACIÓN PROFESIONAL ÁREA ELECTRICIDAD, ELECTRÓNICA Y TELECOMUNICACIONES SEDE COLON

Puestas a Tierra de Alta Tensión Prof. Claudio González González Cruz

Generalidades Los principios generales de operación de una puesta a tierra de protección expuestos para analizar el caso de los sistemas en BT, son válidos también en el caso de AT.

En las subestaciones receptoras de las Empresas de Distribución, los transformadores que bajan la tensión de transmisión (220, 154, 66 kV, etc.), a tensiones de distribución (15; 13,2; 12 kV), tienen su secundario conectado en estrella con su neutro puesto a tierra; de esta forma, cuando algún equipo operando en las líneas de distribución primaria tiene una falla de aislación, su carcaza queda a una tensión respecto al suelo, del orden de los 7 kV.

En BT una puesta a tierra debe asegurar el voltaje de seguridad, por lo tanto, la falla de aislación puede permanecer en el tiempo, en cambio en AT, no puede permanecer, y por ende, ésta debe ser despejada en un mínimo de tiempo.

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Puestas a Tierra de Alta Tensión

1.0

Prof. Claudio González Cruz

Requisitos de una Puesta a Tierra de Alta Tensión

Un sistema de puesta a tierra en AT, deberá cumplir con los siguientes requisitos como mínimo, para que satisfaga las necesidades de protección del sistema eléctrico a cual pertenece.

a)

Debe conducir a tierra las corrientes de falla y/o atmosféricas sin provocar gradientes de potencial peligrosos sobre la superficie del terreno, o entre un punto del terreno y objetos conductores vecinos.

b)

Debe conducir a tierra las corrientes de falla y/o atmosféricas durante el mayor tiempo eventualmente posible, sin sobrecalentar sus elementos constituyentes.

c)

Debe tener una impedancia de onda de un valor bajo, tal que al ocurrir descargas atmosféricas no se produzcan arcos inversos entre las partes metálicas y los conductores energizados.

d)

Debe ser resistente al ataque corrosivo del terreno y atmósfera.

e)

Debe tener una resistencia que en cualquier época del año, en ocurrencia de falla monofásica, permita que circule una corriente a tierra con un a magnitud tal, que asegure la operación de la protección del arranque del transformador particular, en un tiempo inferior a tres segundos.

f)

Los diferentes electrodos y elementos que conforman el sistema de puesta a tierra, deben ser capaces de conducir las corrientes de falla sin calentamiento tal, que en zonas específicas, este hecho pudiese dar lugar a incendios o explosiones.

g)

Debe ser capaz de controlar las gradientes de potencial que ocurren en el momento de la descarga a tierra.

h)

Debe ayudar a la coordinación de las protecciones, permitiendo que frente a una falla opere la protección del arranque antes que la protección de la red de la compañía.

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2.0


Situación del Sistema

S/E de Bajada

Protección de la Red de MT

Barra de MT 12 kV Barra de AT 110 kV

Límite de Propiedad

Puesta a Tierra del Sistema

Protección de Ar ra nq ue Protección del transformador T/F Particular

Malla de AT

Malla de BT

Red Interior de Baja Tensión

Figura 1 / Situación del sistema

En función de la figura anterior, si la carcaza del transformador particular se conecta a una tierra de protección (malla de AT), se formará un circuito en que quedan conectadas en serie la resistencia de esta, y la puesta a tierra de sistema de la subestación de bajada, y las impedancias de las líneas de alimentación.

A diferencia de BT, la magnitud de voltaje aplicado al circuito equivalente de falla es bastante mayor, lo cual en este caso, hará circular corrientes que harán operar las protecciones en tiempos siempre inferiores a los tres segundos, de modo que la falla se podrá considerar siempre transitoria y no permanente como es el caso de BT.

En las condiciones señaladas en el párrafo anterior, la corriente tolerable por el cuerpo humano obedecerá a lo dictado por la expresión de Danziel, y la tensión de seguridad no será de 65 o 24 (V), sino que será aquella que haga circular a través del cuerpo de la persona que toque la carcaza del transformador (en presencia de una falla), un valor de corriente no superior al determinado de acuerdo a la mencionada expresión.

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2.1


Expresión de Charles Danziel

Como en AT una falla a tierra no puede permanecer en el tiempo, la duración de ésta, será el factor que determine finalmente los valores de corriente y tensión que una persona puede soportar, en un determinado contacto, sin que sufra un desenlace fatal.

Cuando la corriente es igual o superior a 100 mA, puede producirse descomposición de la sangre, y alrededor de los 3 (A), se producirán grandes depresiones del sistema nervioso y posibles estados de muerte aparente. Para corrientes superiores se producirán quemaduras o carbonizaciones de la zona afectada.

Para cortos tiempos de circulación de corriente, no superiores a tres segundos, se ha demostrado que el cuerpo humano puede resistir sin problemas valores bastante superiores a 100 mA. Charles Danziel estableció que en dichas condiciones, la corriente que el cuerpo tolera sin dificultades, esta dada por la siguiente expresión:

IC =

K t

(Ec. 1)

Esta expresión de Danziel nos permite determinar los niveles de corriente permisible para un ser humano, en función de un tiempo determinado (t ≤ 3 seg.).

La variable K que aparece en la ecuación descrita, asume diferentes valores dependiendo principalmente del peso de la persona que puede sufrir el contacto. Para personas de hasta 50 kg. el factor K = 0,116; en cambio para personas con un peso mayor a 50 kg. y menor o igual a 70 kg., el factor K = 0,157. Para personas con mayor peso, se puede estimar el factor en función del delta determinado por los dos datos anteriores.

Con el valor de la corriente permisible para un ser humano, y utilizando la ley de Ohm, podremos entonces determinar el valor máximo de potencial que una persona puede soportar frente a una descarga eléctrica.

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De igual forma que en BT, la resistencia del cuerpo humano es un valor variable en un rango muy amplio, el que puede ir desde unos pocos centenares de ohm hasta varios Mega ohm, y los parámetros de los que depende esta variación son muy diversos y aleatorios; entre ellos se encuentra el estado anímico, el estado de salud, el medio ambiente en que la persona se encuentre, etc.

Otro de los factores que afecta el comportamiento de la resistencia del cuerpo, es la tensión aplicada, por que al ser la piel el elemento aislante que envuelve al cuerpo y por su pequeño espesor, resulta más o menos fácil perforarla al aumentar la tensión.

No existe un valor uniforme de resistencia dado por las diferentes normas; así por ejemplo, para la

Ω, para la UTE (Francia), es de 2500 Ω y para el IEEE (USA), es de 1000 Ω. Considerando la influencia de la tensión sobre el parámetro, un valor de 3000 Ω brinda suficiente seguridad al diseñar un sistema de protección en BT y 1000 Ω sería el valor adecuado al trabajar en AT (en nuestro país se adopta el valor de 1000 Ω en sistemas de AT). VDE (Alemania), el valor adoptado es 3000

El voltaje que en un momento dado se aplique al cuerpo humano, dependerá fundamentalmente del punto del sistema eléctrico en que suceda el accidente (AT ó BT), y de las condiciones en que éste suceda (presencia o ausencia de resistencias en serie con el cuerpo).

3.0

Bases para el Diseño

Las bases de calculo que interceden dentro del dimensionamiento de un sistema de puesta a tierra en alta tensión, son las siguientes:

-

Capacidad nominal de la protección del arranque.

-

Resistencia máxima de la puesta a tierra a configurar.

-

Resistencia de la puesta a tierra proyectada.

-

Tiempo de operación de la protección del arranque frente a una falla a tierra.

-

Control de las gradientes de potencial.

-

Evaluación final del diseño de la puesta a tierra.

-

Sección mínima del conductor de la puesta a tierra.

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3.1


Capacidad Nominal de la Protección del Arranque

Tal como se menciono anteriormente, uno de los objetivos que debe cumplir la puesta a tierra de AT es, frente a una falla, hacer operar la protección que instala la Cía. Distribuidora en el arranque de la alimentación para el transformador particular. Red de la Cía

Arranque

Fusible del arranque

Fusible del T/F particular

Límite de propiedad

Figura 2 / Ubicación del fusible de arranque

Según lo anterior, dentro del diseño de la puesta a tierra se deberá conocer la capacidad de la protección (fusible), que instala la Cía. en el mencionado arranque, situación que en la practica no es posible conocer por medio de las Empresas Distribuidoras de Electricidad. Debido a esto, el proyectista de puestas a tierra deberá estimar la capacidad de dicha protección, situación que puede resolverse utilizando la siguiente expresión:

FA ≈

1,5 × ST 3 × VLAT

(Ec. 2)

Donde: FA : Capacidad nominal del fusible de arranque (A). ST : Potencia del transformador (KVA). VLAT : Tensión de alimentación por el lado de alta (KV).

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3.2


Resistencia Máxima de la Puesta a Tierra

La resistencia máxima de la puesta a tierra representa el máximo valor de resistencia que deberá presentar esta, para que su diseño cumpla con los parámetros de seguridad que le impone el sistema eléctrico. Su valor se determina por medio de la siguiente expresión:

Rmax

3 × VLAT 2 1 = × − [X0 + X1 + X2 ]2 2 3 IFAUX

(Ec. 3)

Donde: VLAT IFAUX XNº

3.2.1

: Tensión de línea del sistema por el lado de AT (V). : Corriente de falla auxiliar (A). : Parámetros del sistema (Ω).

Corriente de Falla Auxiliar

Para poder determinar la corriente de falla auxiliar, se debe analizar la curva de operación de la protección del arranque, y a la vez, cumplir con la siguiente desigualdad: t (seg.)

IFMIN < I FAUX < ICC1 φ Curva característica de operación del fusible del arranque (tiempo máximo de apertura)

t1

t2 t3 I (A) IFMIN

IFAUX

ICC1 φ

Figura 3 / Obtención de la corriente de falla auxiliar

Donde: IFMIN : Corriente de falla mínima (A). IFAUX : Corriente de falla auxiliar (A). ICC1φ : Corriente de corto circuito franco monofásico (A). I NA C AP C O LO N

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La corriente de falla mínima es un dato que depende de la imposición de un tiempo máximo de operación de la protección de respaldo (t1), junto a su curva característica de operación.

Como se menciono anteriormente, uno de los requisitos que debe cumplir el sistema de puesta a tierra en AT, es que presente un valor de resistencia tal que en cualquier época del año, en ocurrencia de falla monofásica, permita que circule una corriente a tierra con una magnitud, que asegure la operación de la protección del arranque en un tiempo inferior a tres segundos.

Nota: En la página final se p resenta la curva característica de fusibles utilizados por Chilectra.

Como recomendación, en la practica se trabaja el diseño del sistema condicionado a un tiempo de operación no superior a 0,5 segundos.

La corriente de falla auxiliar, es un dato estimado pero dependiente del valor de la corriente anteriormente descrita.

Se recomienda que el valor de ésta corriente de falla auxiliar sea como máximo 200 (A) más grande que la corriente de falla mínima. Con el valor de ésta corriente podremos determinar e l tiempo máximo estimado de operación de la protección, el que debe ser obviamente inferior a t1.

La corriente de corto circuito franco a tierra, es un dato aportado por la Cía. Distribuidora por medio de un documento denominado “Certificado d e Niveles de Cortocircu ito” .

El paso a realizar a continuación, es determinar los parámetros del sistema, es decir, las impedancias en secuencia positiva, negativa y cero.

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3.2.2


Parámetros del Sistema

Los parámetros del sistema (X1 , X 2 , X 0), se deben determinar en base a los niveles de corto circuito franco, monofásico y trifásico (datos que aparecen en el certificado de niveles de cortocircuito), en nuestro alimentador de AT.

Z1 = X1 Ea

Z2 = X2 3×RF

Z0 = X0

Figura 4 / Reactancias del sistema

Donde: RF X1 X2 X0

: : : :

Resistencia de falla (Ω). Reactancia de secuencia positiva (Ω). Reactancia de secuencia negativa (Ω). Reactancia de secuencia cero (Ω) .

Para llegar a conocer finalmente los parámetros del sistema, debemos recurrir a las expresiones descritas en las páginas siguientes.

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1.-


Reactancia de secuencia pos itiva:

ICC 3φ =

VFAT X1

⇒ X1 =

VLAT 3 × ICC 3φ

(Ec. 4)

Donde: X1 VFAT VLAT ICC3φ

2.-

: : : :

Reactancia de secuencia positiva (Ω). Tensión de fase a tierra por el lado de AT (V). Tensión de línea por el lado de AT (V). Corriente de corto circuito franco trifásico (A).

Reactancia de secu encia negativ a:

ICC 3φ =

VFAT X2

⇒ X2 =

VLAT 3 × ICC 3φ

(Ec. 5)

Donde: X2 VFAT VLAT ICC3φ

3.-

: : : :

Reactancia de secuencia negativa (Ω). Tensión de fase a tierra por el lado de AT (V). Tensión de línea por el lado de AT (V). Corriente de corto circuito franco trifásico (A).

Reactancia de secu encia cero:

ICC1 φ =

3 × VFAT X1 + X2 + X0

⇒ X0 =

3 × VLAT − (X1 + X2 ) 3 × ICC1φ

(Ec. 6)

Donde: VFAT VLAT ICC1φ X1 X2 X0

: : : : : :

Tensión de fase a tierra por el lado de AT (V). Tensión de línea por el lado de AT (V). Corriente de corto circuito franco monofásico (A). Reactancia de secuencia positiva (Ω). Reactancia de secuencia negativa (Ω). Reactancia de secuencia cero (Ω).

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3.3


Resistencia de la Puesta a Tierra Proyectada

El procedimiento siguiente consistirá en determinar basándose en las características geoeléctricas del terreno, una malla cuyo valor de resistencia sea inferior al establecido en el punto anterior (3.2).

Una práctica recomendable, es calcular la resistencia de la malla configurada por medio del método de Laurent. Una vez obtenido este dato, se procede a realizar una primera evaluación del sistema propuesto. La condicionante a cumplir en esta etapa, es que el valor de la resistencia determinada por Laurent (RML), sea menor que el máximo valor de resistencia calculado anteriormente (Rmax), es decir:

RML < Rmax Si se cumple con lo anterior, el paso a seguir es calcular el valor exacto de la malla propuesta por medio de las ecuaciones de Schwartz.

Una vez que hemos obtenido el dato anterior, podemos determinar el tiempo real de operación de la protección del arranque, conociendo primeramente la corriente de falla monofásica determinada por nuestra malla.

3.4

Tiempo Real de Operación de la Protección

Tal como se mencionó, para determinar el tiempo real de operación de la protección del arranque, se deberá conocer la magnitud de la corriente de falla monofásica.

IF1φ

3 × VLAT 1  = ×  2 2 3  (3 × RM ) + (X0 + X1 + X2 )

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   

(Ec. 7)

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Conocida la corriente de falla anterior, se procede a ubicarla en la gráfica representativa de l fusible del arranque, para conocer el tiempo real de operación de este.

t (seg.)

Curva característica de operación del fusible del arranque (tiempo máximo de apertura)

top

I (A)

IF1 φ

Figura 5 / Obtención del tiempo real de operación

Donde: IF1φ VLAT X1 X2 X0 RM top

3.5

: : : : : : :

Corriente de falla monofásica (A). Tensión de línea por el lado de AT (V). Reactancia de secuencia positiva (Ω). Reactancia de secuencia negativa (Ω). Reactancia de secuencia cero (Ω). Resistencia de la malla de puesta a tierra (Ω). Tiempo de operación de la protección de respaldo (seg).

Gradientes de Potencial

Los gradientes de potencial en un sistema de puesta a tierra son los siguientes:

-

Voltaje de paso.

-

Voltaje de contacto

-

Voltaje de malla.

-

Voltaje de paso por la periferia.

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3.5.1


Voltaje de Paso

Es la diferencia de potencial entre dos puntos del terreno, separados por la distancia de un paso, el que se supone de un metro, en el sentido de la máxima gradiente de potencial.

VP

RC / 2

RP

Figura 6 / Voltaje de paso

Según la figura 6, la expresión general que define la magnitud del voltaje de paso, es la siguiente

VP = (2 × RP + RC ) × IC

(Ec. 8)

Donde: RP : Resistencia de contacto de los pies (Ω). RC : Resistencia del cuerpo(Ω). IC : Corriente de falla que circula por el cuerpo (A).

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Si a la ecuación anterior se le impone la condición de que la corriente de falla no exceda el valor máximo permisible de acuerdo la ecuación de Danziel y suponemos que la resistencia de contacto de los pies es igual a tres veces la resistividad superficial del terreno (R P = 3×ρs), y asimilando un peso promedio de las personas en 50 kg., se obtendrá la siguiente relación que nos dará el máximo voltaje de paso permisible.

VP =

116 + 0,696 × ρ S top

(Ec. 9)

Donde: VP : Voltaje de paso (V). ρS : Resistividad superficial del terreno (Ω-m). top : Tiempo de operación de la protección de respaldo (seg).

3.5.2

Voltaje de Contacto

Es la diferencia de potencial entre una estructura metálica puesta a tierra y un punto de la superficie del terreno, a una distancia horizontal respecto a la estructura igual al alcance de una persona, el que se supone de un metro.

Vc

RC

RP / 2

Figura 7 / Voltaje de contacto

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Según la figura7, la expresión para determinar la tensión o voltaje de contacto sería:

 

VC =  RC ×

RP   × I 2  C

(Ec. 10)

Donde: RP : Resistencia de contacto de los pies(Ω). RC : Resistencia del cuerpo(Ω). IC : Corriente de falla que circula por el cuerpo(A).

De forma análoga a lo especificado para encontrar la ecuación final que determina el potencial máximo de paso, se puede encontrar la expresión final que nos permite calcular el voltaje de contacto.

VC =

116 + 0,174 × ρ S top

(Ec. 11)

Donde: VC : Voltaje de contacto (V). ρS : Resistividad superficial del terreno (Ω-m). top : Tiempo de operación de la protección de respaldo (seg).

NOTA: Las ecuaciones finales anteriormente descritas, representan los máximos valores de tensión de paso y contacto que una persona puede soportar sin traspasar el umbral de la fibrilación ventricular, reiterando que se ha considerado éste umbral, como la condición más peligrosa para éste tipo de fallas, por cuanto, para los tiempos previstos de operación de las protecciones los otros efectos de la corriente sobre el cuerpo humano no alcanzan a presentarse o carecen de peligrosidad.

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De la comparación de ambos valores de tensión, puede apreciarse que el cuerpo soporta una tensión de paso considerablemente mayor que la de contacto, lo cual resulta lógico puesto que al aplicar una tensión de paso, la zona del corazón no está directamente comprometida.

Los otros dos parámetros, voltaje de malla (VM) y de paso por la periferia (V PP), dependen de la configuración geométrica de la puesta a tierra, que en el caso de una malla, define la distribución de potencial indicado en la figura.

Conductores de la Malla

VM V PP

Figura 8 / Voltaje de malla y de paso por la periferia

En este sistema, se presentan dos condiciones netamente diferenciadas; sobre la zona cubierta por la malla, el valor más desfavorable de tensión es el que se presenta entre el centro de cada retícula y los conductores que la forman (voltaje de malla).

Más allá de la periferia de la malla, la distribución de potencial es similar a la de un electrodo de puesta a tierra (voltaje de paso en la periferia).

En una malla a tierra por lo tanto, se deben controlar dos gradientes de potencial en función de la geometría que presente el sistema de puesta a tierra.

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3.5.3


Voltaje de Malla

Es la diferencia de potencial que se origina entre un punto del terreno, situado al centro del reticulado y un punto situado sobre el conductor del reticulado. La ecuación para su calculo es la siguiente:

VM =

KM × Ki × ρ eq × IF1φ × FD Lm

(Ec. 12)

Donde: VM IF1φ KM Ki FD

ρeq Lm

: : : : : : :

Voltaje de malla (V). Corriente de falla monofásica (A). Factor de forma de la malla. Factor de irregularidad de la malla. Factor de decremento de la falla. Resistividad equivalente del terreno sondeado (Ω - m). Longitud total del conductor de unión de la malla (mts).

Los factores de forma, irregularidad y decremento que aparecen en la expresión anterior, se determinan con las ecuaciones contenidas en la página siguiente.

Factor de Form a de la malla (K ). M

Depende de la forma y dimensiones de la malla.

(Ec. 13)

 1   1  3 5 7 D2     KM =  ln n ; para n = NA − 2 × ln +  × × × ⋅ ⋅ ⋅ ⋅    16 × he × d    2 × π   π  4 6 8 Donde: D he d NA

: : : :

Distancia entre conductores paralelos por el lado de mayor de la malla (mts). Profundidad de enterramiento de la malla (mts). Diámetro del conductor de la malla (mts). Número de conductores paralelos por el lado de mayor dimensión de la malla. I NA C AP C O LO N

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Factor de irregu laridad de la malla (K ). i

Considera la no uniformidad en el flujo de corriente desde los diferentes puntos de la malla.

Ki = 0,65 + 0,172 × NA

(Ec. 14)

Donde: NA : Número de conductores paralelos por el lado de mayor dimensión de la malla.

Factor de decrem ento de la falla (F ). D

En un sistema eléctrico los cortocircuitos ocurren, con respecto a la onda de voltaje, en cualquier punto de ella.

La asimetría inicial se origina en la presencia de reactancias inductivas en el circuito de falla, lo que hace que el circuito se comporte como si existiera una componente de C.C. en la corriente de falla. Esta componente continua desaparece más o menos rápidamente dependiendo de la relación X/R.

El efecto práctico que esta situación acarrea, es que las protecciones deben dimensionarse para corrientes de falla asimétricas, y como los cálculos nos entregan el valor simétrico, se han establecidos factores de asimetría en función de la relación X/R. I

I

Imcoci = Irms ×2,5 Intensidad máxima de cortocircuito

Im en régimen estable

Intensidad máxima de cortocircuito

Imcoci = Irms ×√2

t

Cortocircuito asimétrico

t

Cortocircuito simétrico

Figura 9 / Tipos de cortocircuitos

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A este factor de conversión se le denomina factor de decremento, cuyo valor en una aproximación simplificada, se presenta en la tabla contenida en la siguiente página, según recomendaciones de la Norma IEEE80.

Tabla 1 Factores de decremento (Según IEEE 80) Tiempo de operación de la protección (seg)

Factor de decremento recomendado

0,01 0,02 0,04 0,08 0,10 0,25 0,50 ó más

1,70 1,62 1,50 1,32 1,25 1,10 1,00

En el caso de que el tiempo de operación de la protección de respaldo no aparezca directamente en la tabla anterior, el factor de decremento se deberá determinar sobre la base del método de la interpolación lineal.

La expresión de la interpolación lineal es:

 top − t0    + FD0 t t − 1 0  

FD = (FD1 − FD 0 ) × 

(Ec. 15)

Donde: top t0 t1 FD1 FD0

: : : : :

Tiempo de operación de la protección de respaldo (según gráfica). Tiempo de operación inmediatamente inferior al top (según tabla). Tiempo de operación inmediatamente superior al top (según tabla). Factor de decremento para t1 (según tabla). Factor de decremento para t0 (según tabla).

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3.5.4


Voltaje de Paso por la Periferia

Corresponde a la diferencia de potencial entre un punto situado en el conductor extremo de la malla y un punto del terreno situado a un metro fuera de la periferia de la malla.

Para calcular esta variable, se deberá utilizar la ecuación siguiente.

VPP =

KS × Ki × ρ eq × IF1 φ × FD Lm

(Ec. 16)

Donde: Vpp IF1φ KS Ki FD

ρeq Lm

: : : : : : :

Voltaje de paso par la periferia (V). Corriente de falla monofásica (A). Factor de superficie de la malla. Factor de irregularidad de la malla. Factor de decremento de la falla. Resistividad equivalente del terreno sondeado (Ω - m). Longitud total del conductor de unión de la malla (mts).

Factor de su perficie de la malla (K ). S

Depende de la forma y dimensiones de la malla.

(Ec. 17)

KS =

  ×  1 + 1 + 1 × 1 + 1 + 1 + ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ n  ; para n = NA π  2 × he D + he D 2 3 4  1

Donde: NA : Número de conductores paralelos por el lado de mayor dimensión de la malla. D : Distancia entre conductores paralelos por el lado de mayor de la malla (mts). he : Profundidad de enterramiento de la malla (mts).

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3.6


Evaluación Final del Diseño

Una malla a tierra en AT, debe cumplir con los siguientes requerimientos en relación a los gradientes de potencial:

1.-

El voltaje de malla debe ser menor o igual al voltaje de contacto ( V M ≤ V C ).

2.-

El voltaje de paso de periferia debe ser menor o igual al voltaje de paso ( V PP ≤ V P ).

3.7

Sección Mínima del Conductor de la Malla

El IEEE Std. 80-1976, Guide for Safety in Substation Grounding, la norma aceptada por la industria eléctrica internacional, usa la ecuación de Onderdonk como base para seleccionar el mínimo tamaño del conductor que se funda ba jo condiciones de falla.

Smin =

K × IF1 φ × FD × top 1973

(Ec. 18)

El factor de conexión K varia a causa de la máxima temperatura admisible para los varios tipos de conexiones.

Tabla 2 Factores k para el cálculo de la sección mínima (Según IEEE 80) Tipo de unión

T° máxima admisible (°C)

Valor de K

Conductor solo Conexión soldada Conexión apernada

1083 450 250

6,96 9,12 11,54

De cualquier forma, la sección mínima a utilizar para el conductor de la malla en AT, según normativa 2

nacional, debe ser de 21,2 mm .

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Referencias -

Norma de Distribución Aérea de Cobre en 12 y 23 kV Chilectra Metropolitana

-

Diseño de Sistemas de Puesta a Tierra Seminario de Electricidad – INACAP Colón

-

Sistemas de Puesta a Tierra Maria Morelli – Universidad de Carbono

-

Distribución Industrial de la Energía Mario Lillo Saavedra – Universidad de Concepción

-

Catálogo de Materiales para Puestas a Tierra Alco Sur

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