IEEE - Guía para la Seguridad de puesta a tierra en Subestaciones de C.A. Introducción (Esta introducción no es parte del Std 80-2000 IEEE, Guía sobre Seguridad de la conexión a tierra en Subestaciones de C.A.) Esta cuarta edición supone la segunda revisión importante de esta guía desde su primera edición en 1961. Las Principales modificaciones incluyen la ampliación de las ecuaciones para el cálculo de tensiones de toque y paso para incluir a las redes en forma de L y en forma de T; la introducción de las curvas para ayudar a determinar la división de corriente; modificaciones a las curvas de factor de reducción por material de la superficie; cambios en los criterios para la selección de los conductores y las conexiones; información adicional sobre la interpretación de la medición de resistividad; y la discusión de los suelos de varias capas. Otros cambios y adiciones se hicieron en las áreas de gas y subestaciones, las ecuaciones para el cálculo de la resistencia de la malla, y de los anexos. La cuarta edición continúa construyendo sobre las bases puestas por tres grupos de trabajo anteriores: Grupo de Trabajo 56.1 AIEE y Grupos de trabajo 69.1 y 78.1. IEEE. El trabajo de preparación de esta norma fue realizada por el Grupo de Trabajo D7 de la Subcomisión de subestaciones de distribución y fue patrocinado por el Comité de Subestaciones de la IEEE Power Engineering Society. Esta cuarta edición de la Std 80 IEEE está dedicada a la memoria de JG Sverak, que, a través de sus conocimientos técnicos y experiencia, desarrollando las ecuaciones para el cálculo de tensiones de tacto y de paso y las ecuaciones de la resistencia de la malla utilizadas en la edición de 1986 de esta guía. Su liderazgo, el humor y la perseverancia como Presidente del Grupo de Trabajo 78.1 han conducido a la ampliación del conocimiento de puesta a tierra de subestaciones en el Std 80-1986 IEEE.
Guía IEEE para la Seguridad de puesta a tierra en Subestación de C.A. 1. Información general 1.1 Ámbito de aplicación Esta guía se centra principalmente en las subestaciones de corriente alterna al aire libre, ya sea convencional o de aislamiento gaseoso. Subestaciones de Distribución, transmisión, y plantas de generación están incluidas. Con cautela, los métodos descritos aquí son también aplicables a las porciones interiores de las subestaciones, o para las subestaciones que sean plenamente en el interior1. No se pretende cubrir los problemas de puesta a tierra propia de las subestaciones de corriente continua. Un análisis cuantitativo de los efectos de las sobretensiones por relámpagos esta también más allá del alcance de esta guía. 1.2 Propósito La intención de esta guía es proporcionar orientación e información pertinente a las prácticas de seguridad de conexión a tierra en el diseño de subestaciones de corriente alterna. Los objetivos específicos de esta guía son a) Establecer, como base para el diseño, los límites de seguridad de las posibles diferencias que puedan existir en una subestación en condiciones de falla entre los puntos que puede ser contactado por el cuerpo humano. b) Examinar las prácticas de puesta a tierra de la subestación con especial referencia a la seguridad, y desarrollar criterios para un diseño seguro. c) Proporcionar un procedimiento para el diseño de sistemas de puesta a tierra práctico, basado en estos criterios. d) Desarrollar métodos de análisis como una ayuda en la comprensión y solución de los problemas típicos de gradiente. El concepto y el uso de criterios de seguridad se describen en la cláusula 1, hasta la cláusula 8, los aspectos prácticos del diseño de un sistema de tierra están cubiertas desde la cláusula 9 a la 13, y los procedimientos y técnicas de evaluación para la evaluación del sistema de puesta a tierra (en términos de criterios de seguridad) se describe desde la cláusula 14 a la 20. El Material de apoyo se organiza en los anexos de la A al Anexo G. Esta guía se basa principalmente en prácticas de puesta a tierra segura para las frecuencias de energía en el rango de 50-60 Hz. Los problemas peculiares de las subestaciones de corriente continua y los efectos de sobretensiones eléctricas por rayos están fuera del alcance de esta guía. 1
Obviamente, los mismos problemas de gradiente de tierra que existen en el patio de la subestación no deben estar presentes dentro de un edificio. Esto será cierto siempre que la superficie del piso o bien asegura un aislamiento eficaz de los potenciales de la tierra, o bien es efectivamente equivalente a una placa conductora o cerca de la red o malla que está siempre en el potencial de tierra de la subestación, incluyendo la estructura del edificio e instalaciones fijas. Por lo tanto, incluso en una subestación totalmente cubierta, puede ser necesario tener en cuenta algunos de los posibles peligros de los gradientes del perímetro (en las entradas del edificio) y de potenciales transferidos descritos en la cláusula 8. Por otra parte, en el caso de instalaciones interiores con aislamiento en gas, el efecto de las corrientes circulantes en el recinto puede ser motivo de preocupación, como se discute en la Cláusula 10.
Un sistema de puesta a tierra diseñado como aquí describimos, sin embargo, presenta cierto grado de protección contra sobretensiones de frentes de onda empinadas que se introduzcan en la subestación y que pasen a través de sus electrodos de tierra.2 Otras referencias se deben consultar para obtener más información sobre estos temas. 2
La mayor impedancia ofrecida frente a los aumentos repentinos de tensiones tanto aumentará la caída de tensión en los conductores de tierra a la red, como disminuirá la efectividad de las partes más distantes de la red. En contrapartida, en gran medida es el hecho de que el cuerpo humano al parecer, puede tolerar mucho mayores magnitudes de corrientes en el caso de los aumentos repentinos por relámpagos que en el caso de corrientes a 50 Hz o 60 Hz.
1.3 Relación con otros estándares Los siguientes estándares ofrecen información sobre aspectos específicos de puesta a tierra: •
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El estándar IEEE 81-19833 y el estándar IEEE 81.2-1991 prevén procedimientos para la medición de la resistividad del terreno, la resistencia del sistema de tierra instalada, los gradientes de la superficie, y la continuidad de los conductores de la malla. El estándar IEEE 142-1991, también conocido como el Libro Verde de la IEEE, cubre algunos de los aspectos prácticos de puesta a tierra, como tierra de equipo, enrutamiento de cables para evitar las corrientes inducidas por tierra, cubierta del cable a tierra, instalaciones estáticas y protección contra rayos, cubierta, etc. El estándar IEEE 367-1996 proporciona una explicación detallada del fenómeno corriente asimétrica y de la división de la corriente de falla, que en gran medida, se da aquí en paralelo. Por supuesto, el lector debe ser consciente de que la subida del potencial de tierra, calculada a los efectos de la protección de las telecomunicaciones y aplicaciones de transmisión se basa en un conjunto diferente de suposiciones relativas a la máxima corriente de la malla, en comparación con los utilizados para los fines de esta guía. El estándar IEEE 665-1995 proporciona una explicación detallada de las prácticas de toma de tierra en estaciones de generación. El estándar IEEE 837-1989 establece pruebas y criterios para seleccionar las conexiones que se utilizarán en el sistema de puesta a tierra que responderán a las preocupaciones descritas en la Cláusula 11.
2. Referencias Esta guía debe utilizarse en conjunción con las siguientes publicaciones. Cuando las siguientes normas sean sustituidas por una revisión aprobada, la revisión se aplicará. Comité Acreditado de Normas C2-1997, Código Nacional de Seguridad Eléctrica ® (NESC®). 4 Estándar IEEE 81-1983, Guía de la IEEE para la medición de la resistividad del terreno, Impedancia de tierra y los potenciales de superficie de la Tierra de un Sistema a Tierra (Parte 1).5 Estándar IEEE 81.2-1992, Guía de la IEEE para la medición de Sistemas de puesta a tierra Extendido o Interconectados (Parte 2). 3
La información sobre las referencias se pueden encontrar en la Cláusula 2. El NESC está disponible en el Instituto de Ingenieros Eléctricos y Electrónicos, 445 Hoes Lane, PO Box 1331, Piscataway, NJ 08855-1331, EE.UU. (http://standards.ieee.org/). 4
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Las publicaciones IEEE están disponibles en el Instituto de Ingenieros Eléctricos y Electrónicos, 445 Hoes Lane, PO Box 1331, Piscataway, NJ 08855-1331, EE.UU. (http://standards.ieee.org/).
Estándar IEEE 142-1991, IEEE práctica recomendada de puesta a tierra de sistemas de potencia industrial y comercial (IEEE Libro Verde). Estándar IEEE 367-1996, IEEE Práctica recomendada para determinar subida de potencial de tierra y tensión inducida de una falla de energía en Subestaciones. Estándar IEEE 487-1992, IEEE Práctica recomendada para la Protección de los cables de la línea e instalaciones de comunicación al servicio de las centrales de electricidad. Estándar IEEE 525-1992 (Reaff 1999), Guía de IEEE para el diseño e instalación de sistemas de cable en las subestaciones. Estándar IEEE 665-1995, IEEE Guía para la puesta a tierra de estación de Generación. Estándar IEEE 837-1989 (Reaff 1996), Norma IEEE para la calificación de Conexiones Permanentes empleadas en puesta a tierra de subestaciones. Estándar IEEE 1100-1999, IEEE práctica recomendada para la alimentación y conexión a tierra de equipos electrónicos (Libro esmeralda IEEE). Estándar IEEE C37.122-1993, Norma IEEE para gas y subestaciones. Estándar IEEE C37.122.1-1993, Guía de IEEE para gas y subestaciones. 3. Definiciones La mayoría de las definiciones que figuran en este documento pertenecen exclusivamente a la aplicación de esta guía. No se hará más referencias a cualquiera de las definiciones que aparecen abajo, salvo que sea necesario para mayor claridad. Las demás definiciones se colocan en el texto de determinadas cláusulas. Para las definiciones adicionales se refieren a El Diccionario de términos estándar IEEE eléctricos y electrónicos [B86] .6 3.1 Electrodo de tierra auxiliar: Un electrodo de tierra con un diseño determinado o limitaciones de funcionamiento. Su principal función no puede ser otra que la conducción de la baja corriente de falla a tierra en la tierra. 3.2 Cerramiento Continuo: Un bus cerrado en el que las secciones consecutivas de alojamiento a lo largo del conductor de la misma fase están unidos entre sí para proporcionar un camino eléctricamente continúo de corriente a lo largo del recinto entero. Empalmes, conectando los recintos de otra fase, se realiza exclusivamente en las extremidades de la instalación y en algunos puntos intermedios seleccionados. 3.3 Desplazamiento DC: Diferencia entre la onda de corriente simétrica y la real onda de corriente durante una condición transitoria de un sistema de potencia. Matemáticamente, la corriente de falla real se puede dividir en dos partes, una componente alterna simétrica y una unidireccional (dc). La componente unidireccional puede ser de cualquier polaridad, pero no va a cambiar la polaridad, y disminuirá en alguna tasa predeterminada. 6
Los números entre paréntesis corresponden a los de la bibliografía en el anexo A
3.4 Factor de Decremento: Un factor de ajuste se utiliza junto con el parámetro corriente de falla simétrica de tierra en los cálculos de puesta a tierra orientados a la seguridad. Se determina el equivalente efectivo de la onda de corriente asimétrica para una duración determinada falla, t f , lo que representa el efecto de la primera desviación y su atenuación en la falla. 3.5 Corriente de Falla Asimétrica Efectiva: El valor efectivo de la onda de corriente asimétrica, integrada en el intervalo de tiempo de fallo (ver Figura 1). IF = D f × I f
(1)
Dónde: IF es la corriente de falla asimétrica en A If es la corriente de falla de tierra RMS simétrica en A Df es el factor de disminución
Figura 1 - Relación entre los valores reales de corriente de falla y los valores de I f , I f , y D f para una falla de duración t f .
3.6 Corrientes Cerradas: Las corrientes que resultan de las tensiones inducidas en la caja metálica por la corriente (s) que fluye en el conductor adjunto (s). 3.7 Factor de División de Corriente de Falla: Un factor que representa la inversa de una relación simétrica de la falla de corriente a la parte de la corriente que fluye entre la red de puesta a tierra y la tierra circundante. (2) Dónde Sf es el factor de división de corriente de falla Ig es el valor eficaz de la corriente simétrica en la malla en A I0 es la corriente de falla de secuencia cero en A NOTA-En realidad, el factor de división de corriente podría cambiar durante la duración de la falla, sobre la base de las tasas de atenuación variable de las contribuciones a la falla y la secuencia de operación del dispositivo. Sin embargo, para efectos del cálculo el valor de diseño de la corriente máxima y corriente simétrica de la malla por definición de corriente simétrica y corriente máxima, la relación se supone constante durante toda la duración de una falla determinada.
3.8 Subestación de Aislamiento a Gas (GIS): Un multicomponente de montaje compacto, introducido en una caja metálica conectada a tierra en el que el principal medio de aislamiento es un gas, y que normalmente consiste en buses, interruptores y equipos asociados (subconjuntos). 3.9 Tierra: Conexión conductora, intencional o accidental, por el cual un circuito eléctrico o equipo está conectado a la tierra o a algún cuerpo conductor con extensión relativamente grande que sirve en su lugar de la tierra. 3.10 Aterrado: Un sistema, circuito, o aparato provisto de una conexión a tierra a los efectos de establecer un circuito de retorno a tierra y para mantener su potencial en aproximadamente el potencial de la tierra. 3.11 Corriente de Tierra: Una corriente que fluye hacia o fuera de la tierra o su equivalente que actúa como una tierra. 3.12 Electrodo a Tierra: Un conductor incrustado en la tierra y se usa para recoger la corriente a tierra o de disipación de la corriente de tierra en la tierra. 3.13 Malla de Tierra: Una placa metálica sólida o un sistema de conductores desnudos muy próximos entre sí que están conectados y colocan a menudo en aguas poco profundas por encima de una malla de tierra o en otra parte a la superficie terrestre, a fin de obtener una medida adicional de protección minimizando el peligro de la exposición a altas tensiones de paso o contacto en un área de operación crítica o lugares que se utilizan con frecuencia por las personas. Fundamentada en las rejillas de metal, colocadas en o por encima de la superficie del suelo, o de malla de alambre colocada directamente debajo de la superficie del material, son formas comunes de una malla de tierra. 3.14 Margen de Potencial de Tierra (GPR): Margen de potencial de tierra (GPR): El máximo potencial eléctrico que la malla de puesta a tierra de una subestación puede alcanzar en relación a un punto de conexión a tierra lejana que se supone que está al potencial de tierra
remota. Esta tensión, GPR, es igual a la corriente máxima de la malla por la resistencia de la malla. NOTA-En condiciones normales, el equipo de tierra opera a cerca de cero potencial de tierra. Es decir, el potencial de una toma de tierra es casi idéntico al potencial de tierra a distancia. Durante una falla a tierra la parte de corriente de falla que se conduce por una rejilla de puesta a tierra en la subestación a la tierra causa el aumento del potencial de la red con respecto a la tierra a distancia.
3.15 Circuito de Retorno a Tierra: Un circuito en el que la tierra o un cuerpo conductor equivalente se utiliza para completar el circuito y permite la circulación de corriente desde o hacia su fuente de corriente. 3.16 Mallado de Tierra: Un sistema de electrodos horizontales a tierra que consiste en una serie de conductores desnudos enterrados en la tierra interconectados, proporcionando una base común de tierra para los dispositivos eléctricos o estructuras metálicas, por lo general en una ubicación específica. NOTA - Redes enterradas horizontalmente cerca de la superficie de la tierra también son eficaces en el control de la superficie de gradientes de potencial. Una red típica por lo general se complementa con una serie de barras de tierra y puede ser conectado a más electrodos de tierras auxiliares masa para reducir su resistencia con respecto a la tierra a distancia.
3.17 Sistema de Tierra: Comprende todas las instalaciones interconectadas de puesta a tierra en un área específica. 3.18 Barras Principales de Tierra: Un conductor o sistema de conductores previstos para la conexión de todos los componentes metálicos designados de la subestación de aislamiento a gas (GIS) al sistema de puesta a tierra para una subestación. 3.19 Máxima Corriente de Malla: Un valor de diseño de la corriente máxima de la malla, que se define de la siguiente manera (3) Donde IG es la corriente máxima de la malla en A. Df es el factor de disminución para toda la duración t f de la falla, en seg. Ig es el valor eficaz de la corriente simétrica de la malla en A 3.20 Tensión de Malla: La máxima tensión de contacto dentro de una malla de una malla de tierra. 3.21 Tensión de Contacto Metal-Metal: La diferencia de potencial entre los objetos metálicos o estructuras dentro del sitio de la subestación que pueden ser puenteado por contacto directo mano a mano o mano a los pies. NOTA - El voltaje de toque metal-metal entre objetos metálicos o estructuras en condiciones de servidumbre a la malla de tierra se supone que es insignificante en las subestaciones convencionales. Sin embargo, la tensión de contacto metal-metal entre objetos metálicos o estructuras en condiciones de servidumbre a la malla de tierra y objetos metálicos internos en la subestación, tal como una cerca aislada, pero no en condiciones de servidumbre a la malla de tierra pueden ser sustanciales. En el caso de una subestación aislada por gas (GIS), la tensión de
contacto metal a metal entre los objetos metálicos o estructuras en condiciones de servidumbre a la malla de tierra pueden ser considerables, debido a fallas internas o las corrientes inducidas en los recintos. En una subestación convencional, la peor tensión de contacto es por lo general encontrada en la diferencia de potencial entre una mano y los pies en un punto de distancia de alcance máximo. Sin embargo, en el caso de contacto metal a metal de mano a mano o de mano a los pies, en ambas situaciones se debe investigar para llegar a las condiciones peores posibles. La figura 12 y Figura 13 ilustran estas situaciones para subestaciones con aislamiento al aire, y la Figura 14 ilustra estas situaciones en los GIS.
3.22 Cerramiento Discontinuo: Una recinto de bus con las secciones consecutivas del alojamiento del mismo conductor de fase aislada eléctricamente (o aislados entre sí), de modo que no puede fluir la corriente más allá de cada sección de la caja. 3.23 Electrodos de Tierra Primaria: Un electrodo de tierra específicamente diseñado o adaptado para descargar corriente de la falla a tierra a la tierra, a menudo en un patrón de descarga específica, según sea necesario (o llamado implícitamente) por el diseño del sistema de puesta a tierra. 3.24 Tensión de Paso: La diferencia de potencial de superficie que experimenta una persona dando un paso de una distancia de 1 m con los pies sin tocar ningún objeto a tierra. 3.25 Reactancia Subtransitoria: Reactancia de un generador en el inicio de una falla. Esta reactancia se utiliza en cálculos de la corriente de falla inicial simétrica. La corriente continua se reduce, pero se supone que se mantuvo en este valor en un primer paso, con una duración de aproximadamente 0,05 s después de un error de aplicación. 3.26 Material de Superficie: Un material instalado sobre el suelo que consiste en, pero no limitado a, roca o piedra triturada, asfalto, o materiales de origen humano. El material de revestimiento, en función de la resistividad del material, puede impactar significativamente en la corriente que pueda circular por el cuerpo para las tensiones de tacto y de paso. 3.27 Corriente Simétrica de la Malla: La parte de la corriente de falla a tierra que fluye simétrica entre las puestas a tierra de la red y la tierra circundante. Puede ser expresado como (4) Donde Ig es el valor eficaz de la corriente simétrica de la malla en A If es el valor eficaz de la corriente de falla a tierra simétricas de tierra en A Sf es el factor de división de la corriente de falla 3.28 Corriente de Falla a Tierra Simétrica: El valor rms como máximo valor de corriente de falla simétrica después de la instantánea de una iniciación de falla a tierra. Como tal, representa el valor eficaz de la componente simétrica en la primera mitad del ciclo de una onda de corriente que se desarrolla después del instante de fallo en el momento cero. Para las fallas fase-tierra (5) Donde I f ( 0 + ) es el valor eficaz de la corriente de falla a tierra simétricos inicial
I0 " es el valor eficaz de la corriente de falla a tierra simétrica de secuencia cero que se desarrolla inmediatamente después de la iniciación inmediata de la falla, reflejando las reactancias subtransitoria de máquinas rotativas que contribuyen a la falla. Esta corriente de falla RMS simétrica se muestra en una notación abreviada como I f , o conocida sólo como 3I 0 . La razón subyacente de la última anotación es que, para fines de esta guía, la corriente inicial simétrica de falla se supone que permanece constante para toda la duración de la falla.
3.29 Tensión de Toque o Contacto: La diferencia de potencial entre el Margen de potencial a tierra (GPR) y la superficie potencial en el punto donde una persona está de pie y, al mismo tiempo tener una mano en contacto con una estructura con conexión a tierra. 3.30 Voltaje Transferido: Un caso especial de la tensión de contacto en caso de transmisión de voltaje que entra o sale de la subestación a partir de o hacia un punto remoto externo al sitio de la subestación. 3.31 Voltaje Transitorio Encerrado (TEV): Muy rápidos fenómenos transitorios, que se encuentran en cerramientos aterrados de sistemas GIS. Típicamente, los cables de tierra son demasiado largos (inductivo) en las frecuencias de interés para prevenir eficazmente la aparición de TEV. El fenómeno también es conocido como aumento de tierra transitoria (TGR) o aumento de potencial de tierra transitorio (TGPR). 3.32 Transitorios Veloces (VFT): Una clase de transitorios generados internamente dentro de una subestación aislada por gas (GIS), caracterizada por corta duración y de muy alta frecuencia. VFT es generado por el rápido colapso de tensión durante la degradación del gas aislante, ya sea a través de los contactos de un dispositivo de conmutación o línea a tierra durante una falla. Estos transitorios pueden tener tiempos de subida en el orden de nanosegundos lo que implica un contenido de frecuencia que se extiende a cerca de 100 MHz. Sin embargo, las frecuencias de oscilación dominantes, que van con el tamaño físico de los buses GIS, por lo general están en el rango de 20-40 MHz. 3.33 Transitorios de Sobretensión Veloces (VFTO): Sistema de sobretensiones que resultan de la generación de VFT. Mientras VFT es uno de los principales constituyentes de VFTO, algunos componentes de baja frecuencia (≅ 1 MHz) pueden estar presentes como consecuencia de la descarga de la resistencia interna despreciable (transformadores de tensión). Por lo general, VFTO no superará 2,0 por unidad, aunque magnitudes más grandes son posibles en casos concretos. 3.34 Relación X / R: Relación entre el sistema de reactancia a la resistencia. Es indicativo de la velocidad de desintegración de cualquier desplazamiento DC. Una gran X / R corresponde a una constante de tiempo grande y un bajo índice de decadencia. 4. La Seguridad en la Toma de Tierra. 4.1 Problemas Básicos En principio, un diseño de puesta a tierra de seguridad tiene los dos objetivos siguientes:
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Proporcionar los medios para transportar corrientes eléctricas a la tierra en condiciones normales y de anomalías sin exceder cualquier límite de operación o funcionamiento de equipo o atentar contra la continuidad del servicio. • Para asegurar que una persona en las inmediaciones de las instalaciones del mallado de tierra no esté expuesto al peligro de una descarga eléctrica crítica. Un enfoque práctico para la seguridad de la conexión a tierra se refiere pues, y se esfuerza para controlar la interacción de dos sistemas de puesta a tierra, de la siguiente manera: - El aterramiento intencional, que consiste en electrodos a tierra enterrados a cierta profundidad debajo de la superficie de la tierra. - El aterramiento accidental, temporalmente establecido por una persona expuesta a un gradiente de potencial en las proximidades de una instalación de puesta a tierra. Las personas a menudo asumen que cualquier objeto conectado a tierra puede ser tocado con seguridad. Una baja resistencia de tierra en la subestación no es, en sí misma, una garantía de seguridad. No existe una relación sencilla entre la resistencia del sistema de tierra en su conjunto y el choque de corriente máxima a que pueda tener una persona expuesta. Por lo tanto, una resistencia de tierra relativamente baja en una subestación puede resultar peligroso, mientras que en otra subestación con una resistencia muy alta puede ser segura o puede alcanzarse mediante un diseño cuidadoso. Por ejemplo, si una subestación se suministra a partir de una línea aérea con ningún escudo o cable de neutro, una red de baja resistencia es importante. La mayoría o la totalidad de la corriente de falla total a tierra entra en la tierra causando un pronunciado aumento del potencial de tierra local [Véase la figura 2 (a)]. Si un escudo de alambre, cable neutro, bus con aislamiento en gas, o alimentador de cable subterráneo, etc., se utiliza, una parte de la corriente de falla se devuelve a través de esta conexión metálica directamente a la fuente. Desde este enlace metálico proporciona una ruta de baja impedancia en paralelo al circuito de retorno, el ascenso del potencial de tierra local es en última instancia, de magnitud menor [véase la figura 2 (b)]. En cualquier caso, el efecto de la parte de corriente de falla que entra en la tierra dentro del área de la subestación deben ser analizadas. Si la geometría, la ubicación de los electrodos de tierra, las características locales del suelo y otros factores contribuyen a un gradiente de potencial excesivo en la superficie de la Tierra, el sistema de puesta a tierra puede ser insuficiente a pesar de su capacidad para llevar la corriente de falla en las magnitudes y duraciones permitidas por los relés de protección. La cláusula 5 a la 8 detalla las principales hipótesis y criterios que permiten la evaluación de todos los factores necesarios para proteger la vida humana, el elemento más preciado del circuito accidental. 4.2 Condiciones de Peligro En condiciones típicas de falla a tierra, el flujo de corriente a tierra producirá gradientes de potenciales dentro y alrededor de una subestación. La Figura 3 muestra este efecto para una subestación con una malle (rejilla) rectangular con simple conexión a tierra en un suelo homogéneo.
Figura 3 - contornos equipotenciales para una malla (rejilla) de puesta a tierra típica con y sin barras de tierra A menos que se tomen las debidas precauciones en el diseño, los gradientes de potencial máxima a lo largo de la superficie terrestre pueden ser de suficiente magnitud como en condiciones de falla a tierra para poner en peligro a una persona en la zona. Por otra parte, existe el riesgo de tensiones entre las estructuras de toma de tierra o equipos de marcos y la tierra cercana. Las circunstancias que hacen posibles los accidentes por descargas eléctricas son las siguientes: a) Relativamente alta corriente falla a tierra en relación con el área de sistemas de tierra y su resistencia a la tierra remota. b) Resistividad del suelo y la distribución de las corrientes de tierra de tal manera que altos gradientes de potencial se pueden producir en los puntos en la superficie de la tierra. c) Presencia de un individuo en tal punto, tiempo, y posición que el cuerpo es puente entre dos puntos de diferentes potenciales altos. d) La ausencia de suficiente resistencia de contacto u otra resistencia en serie para limitar la corriente a través del cuerpo a un valor seguro en circunstancias de la “a” a la “c”. e) Duración de la falla y del contacto del cuerpo, por lo tanto, del flujo de corriente a través de un cuerpo humano durante un tiempo suficiente para causar daño con la intensidad
de corriente dada. La relativa escasez de los accidentes se debe principalmente a la baja probabilidad de coincidencia de todas las condiciones desfavorables mencionadas anteriormente. 5. Rango de Corriente Tolerable Efectos de una corriente eléctrica que pasa a través de las partes vitales del cuerpo humano dependen de la duración, magnitud y frecuencia de esta corriente. La consecuencia más peligrosa de tal exposición es una condición cardíaca conocida como fibrilación ventricular, lo que resulta en la retención inmediata de la circulación sanguínea. 5.1 Efecto de la Frecuencia Los seres humanos son muy vulnerables a los efectos de la corriente eléctrica a frecuencias de 50 Hz o 60 Hz. Corrientes de aproximadamente 0,1 A puede ser letal. Las investigaciones indican que el cuerpo humano puede tolerar un poco mayor de 25 Hz en curso y aproximadamente cinco veces mayor en corriente continua. En las frecuencias de 3000-10000 Hz, las corrientes aún mayor puede ser tolerada (Dalziel y Mansfield [B33]; Dalziel, Ogden, y [Abbott B36]). En algunos casos el cuerpo humano es capaz de tolerar corrientes muy elevadas debido a las tormentas ciclónicas. La Comisión Electrotécnica Internacional proporciona curvas tolerable para la corriente en el cuerpo en función de la frecuencia y para las corrientes de descarga capacitiva [IEC 60479-2 (1987-03)] B83 [)]. Otros estudios de los efectos tanto directos como de las corrientes de impulsos oscilatorios se reportan en Dalziel [B25] [B27]. La información relativa a problemas especiales de puesta a tierra de corriente continua está contenida en el informe de 1957 del Comité de Subestaciones AIEE [B21]. Los peligros de una descarga eléctrica producida por los efectos electrostáticos de líneas de transmisión aérea se examinan en la Parte 1 del informe de 1972 de la Subcomisión de Sistemas Generales [B88]. Información adicional sobre los efectos electrostáticos de las líneas aéreas de transmisión se puede encontrar en el capítulo 8 del Libro Referencia del EPRI Línea de Transmisión de 345 kV y por encima [B57]. 5.2 Efecto de la Magnitud y Duración Los efectos fisiológicos más comunes de la corriente eléctrica sobre el cuerpo, se indican en orden creciente de la intensidad de la corriente, son la percepción de umbral, la contracción muscular, pérdida del conocimiento, la fibrilación del corazón, bloqueo del nervio respiratorio, y las quemaduras (Geddes y Baker [B74]; IEC 60479 -1 (1994-09) [B82]). Una Corriente de 1 mA se reconoce generalmente como el umbral de percepción, es decir, la magnitud de corriente en que una persona es capaz de detectar una ligera sensación de hormigueo en las manos o dedos causada por el paso de la corriente (Dalziel [B27]). Las corrientes de 1-6 mA, a menudo denominadas corrientes de abandono, aunque desagradables para sostener, en general no ponen en peligro la capacidad de una persona que ostente un objeto energizado para el control de sus músculos y liberarlo.
El experimento clásico de Dalziel con 28 mujeres y 134 hombres proporcionan datos que indican un promedio de corriente de abandono total de 10,5 mA para las mujeres y 16 mA para los hombres, y 6 y 9 mA como los valores límites respectivos (Dalziel y Massogilia [B34]). En el rango de 9-25 mA, las corrientes pueden ser dolorosas y puede hacer difícil o imposible para liberar objetos energizados agarrados por la mano. Para corrientes aún más altas las contracciones musculares pueden dificultar la respiración. Estos efectos no son permanentes y desaparecen cuando la corriente se interrumpe, a menos que la contracción sea muy grave y la respiración se detiene durante unos minutos en lugar de segundos. Sin embargo, incluso estos casos suelen responder a la reanimación (Dalziel [B29]). No es hasta magnitudes de corrientes en el rango de 60-100 mA que se llega a que puedan ocurrir la fibrilación ventricular, paro del corazón, o la inhibición de la respiración y causar lesiones o la muerte. Una persona entrenada en resucitación cardiopulmonar (RCP) debe administrar RCP hasta que la víctima pueda ser tratada en un centro médico (Dalziel [B30]; Dalziel y Lee [B31]). Por lo tanto, esta guía hace hincapié en la importancia del umbral de fibrilación. Si las corrientes de choque pueden mantenerse por debajo de este valor por un sistema cuidadosamente diseñado de puesta a tierra, las lesiones o la muerte puede ser evitado. Como muestra Dalziel y otros (Dalziel, Lagen, y Thurston [B35]; Dalziel y Massogilia [B34]), la magnitud de corrientes para no fibrilación I B en duraciones que van 0,03-3,0 s se relaciona con la energía absorbida por el cuerpo como se describe por la siguiente ecuación: (6) Donde IB es la magnitud rms de la corriente a través del cuerpo en A ts es la duración de la exposición a la corriente en s SB es la constante empírica relacionada con la energía de choque eléctrico tolerado por un cierto porcentaje de una población determinada Una discusión más detallada de la ecuación (6) se prevé en la Cláusula 6. 5.3 Importancia del Despeje de la Falla a Alta Velocidad Teniendo en cuenta la importancia de la duración de la falla tanto en términos de la ecuación (6) e, implícitamente, como un factor de exposición de accidentes, la alta velocidad de despeje de las fallas a tierra es ventajosa por dos razones: a) La probabilidad de exposición a la descarga eléctrica se reduce por rápido tiempo de despeje de la falla, en contraste con situaciones en las que las corrientes de falla puede persistir durante varios minutos o incluso horas. b) Las pruebas y la experiencia muestran que la probabilidad de sufrir lesiones graves o la muerte se reduce considerablemente si la duración de un flujo de corriente a través del cuerpo es muy breve.
El valor de corriente puede permitirse, por lo tanto, basarse en el tiempo de despeje de los dispositivos de protección primaria, o el de protección de respaldo. Un buen ejemplo podría ser por el uso de tiempo de despeje primario debido a la baja probabilidad combinada de que un mal funcionamiento del relé coincidirá con todos los demás factores adversos necesarios para un accidente, tal como se describe en la Cláusula 4. Es más conservador de elegir el tiempo de despeje del relé de respaldo en la ecuación (6), porque aseguran una mayor margen de seguridad. Un incentivo adicional para utilizar tiempos de conmutación menores de 0,5 s resulta de las investigaciones realizadas por Biegelmeier y Lee [B9]. Su investigación demuestra que un corazón humano se convierte cada vez más susceptibles a la fibrilación ventricular cuando el tiempo de exposición a la corriente se aproxima al del periodo del latido del corazón, pero que el peligro es mucho menor si el tiempo de exposición a la corriente se encuentra en la región de 0.06-0.3 s. En realidad, los altos gradientes de fallas de tierra suelen ser poco frecuentes, y los choques de los altos gradientes de fallas de tierra son aún más infrecuentes. Además, ambos acontecimientos son a menudo de muy corta duración. Por lo tanto, no sería práctico para el diseño contra las perturbaciones que no son más dolorosas y no causan lesiones graves, es decir, para las corrientes por debajo del umbral de fibrilación. 6. Corriente Límite Tolerable por el Cuerpo La magnitud y duración de la corriente conducida a través de un cuerpo humano en 50 ó 60 Hz debe ser menor que el valor que puede causar fibrilación ventricular del corazón. 6.1 Fórmula de Duración La duración para la que una Corriente de 50 o 60 Hz puede ser tolerada por la mayoría de las personas está relacionada con su alcance de acuerdo con la ecuación (6). Basándose en los resultados de los estudios Dalziel (Dalziel [B26]; Dalziel y Lee [B32]), se supone que el 99,5% de todas las personas de manera segura puede soportar, sin fibrilación ventricular, el paso de una corriente con la magnitud y duración determinada por la siguiente fórmula:
(7) Donde, además de los términos previamente definidos para la ecuación (6)
Dalziel descubrió que la energía de choque que puede sobrevivir por un 99,5% de personas de aproximadamente 50 kg (110 lb) resulta en un valor de SB de 0,0135. Por lo tanto, K50 = 0,116 y la fórmula para la corriente permitida por el cuerpo se convierte en: (8) La ecuación (8) resulta en valores de 116 mA para t = 1 s y 367 mA para t = 0,1 s. Debido a que la ecuación (7) se basa en pruebas limitadas a un rango de entre 0,03 s y 3,0, es evidente para un cuerpo de 50 kg
que no es válida para las duraciones muy cortas o largas. Con los años, otros investigadores han sugerido otros valores de IB. En 1936, Ferris et al. [B66] sugirió 100 mA como el umbral de fibrilación. El valor de 100 mA se derivó de extensos experimentos en la Universidad de Columbia. En los experimentos, animales que tenían peso corporal y corazón comparables a los seres humanos fueron sometidos a la duración de una descarga máxima de 3 s. Algunos de los experimentos más recientes sugieren la existencia de dos umbrales diferentes: uno en el que la duración del choque es más corta que el periodo del latido del corazón y otro donde la duración de la corriente es más de un latido del corazón. Para un adulto de máximo 50 kg (110 libras), Biegelmeier [B7] [B8] propuso los valores de umbral a 500 mA y 50 mA, respectivamente. Otros estudios sobre este tema se llevaron a cabo por Lee y Kouwenhoven [B31] [B95] [B99]. La ecuación para corriente por el cuerpo tolerable desarrollado por Dalziel es la base para la obtención de voltajes tolerables utilizados en esta guía. 6.2 Hipótesis Alternativas La corriente de fibrilación se supone que es una función del peso individual, como se ilustra en la Figura 4. La figura muestra la relación entre el peso de corriente crítica y el cuerpo de varias especies de animales (terneros, perros, ovejas y cerdos), y una región del 0,5% umbral común para los mamíferos. En la edición 1961 de esta guía, las constantes de SB y k en la ecuación (6) y la ecuación (7), se expresaron en 0,0272 y 0,165, respectivamente, y se había supuesto válido para el 99,5% de todas las personas de alrededor de 70 kg (155 libras). Otros estudios por Dalziel [B28] [B32], en el que la ecuación (7) se basa, conducen a la alternativa de valor k = 0,157 = 0,0246 y la SB que pueden aplicarse a personas con un peso de 70 kg (155 lb). Así
valores de la constante k para valores RMS efectivos de I B (k=√𝑡𝑡𝑡𝑡):
K 70 = 0.091 √𝟑𝟑 = 0.157 K 50 = 0.067 √𝟑𝟑 = 0.116 K 50 = 0.107 √𝟑𝟑 = 0.185 Fibrilación Figura 4- corriente de fibrilación en función del peso corporal para varios animales sobre la base de una duración de tres segundos de la descarga eléctrica
(9) Los usuarios de esta guía podrá seleccionar k = 0.157 siempre que el peso promedio de la población se puede esperar que sea por lo menos 70 kg.7 La ecuación (7) indica que corrientes por el cuerpo mucho mayores puede ser permitidas donde la operación de los dispositivos de protección sea rápida y pueden ser invocados para limitar la duración de la falla. Una decisión de juicio se necesita en cuanto a si utilizar el tiempo de despeje de los relés primarios de alta velocidad, o el de la protección de respaldo, como base para el cálculo. Para un cuerpo de 70 kg
6.3 Comparación de las Ecuaciones Dalziel y la Curva de Biegelmeier La comparación de la ecuación (8), la ecuación (9), y la curva Z de la corriente del cuerpo en función del tiempo desarrollado por Biegelmeier que fue publicado por Biegelmeier y Lee [B9] se muestra en la Figura 5. La curva de Z tiene un límite de 500 mA para tiempos cortos de hasta 0,2 s, y luego disminuye a 50 mA en 2,0 s y más allá.
7
Figura 5 – Corriente en el Cuerpo en función del tiempo
Por lo general, estas condiciones pueden cumplirse en lugares que no son accesibles al público, como en subestaciones protegidos por cercas o paredes, etc. Dependiendo de las circunstancias específicas, la evaluación debe hacerse si un criterio de 50 kg la ecuación (8) debe ser utilizada para las zonas fuera del recinto.
Utilizando la ecuación (8), la corriente tolerable por el cuerpo será menor que la curva Z Biegelmeier para tiempos de 0,06 s hasta el 0,7 s. 6.4 Nota sobre la Re-Conexión La re-conexión después de una falla a tierra es común en la práctica moderna de operación. En tales circunstancias, una persona puede ser sometida a la primera descarga sin daño permanente. A continuación, una simple re-conexión automática instantánea puede resultar en un segundo choque, iniciado en menos de 0,33 s desde el inicio de la primera. Es este segundo choque, que ocurre después de un intervalo relativamente corto de tiempo antes de que la persona se haya recuperado, que podrían causar un accidente grave. Con la reconexión manual, la posibilidad de exposición a un segundo choque se reduce porque el intervalo de tiempo de re-conexión puede ser bastante mayor. El efecto acumulativo de dos o más choques muy próximos entre sí no ha sido evaluado a fondo, pero una cantidad razonable se pueden hacer mediante la suma de las distintas duraciones de choque como el tiempo de una sola exposición. 7. Circuito de Tierra Accidental 7.1 La Resistencia del Cuerpo Humano Para DC y corriente alterna de 50 o 60 Hz, el cuerpo humano se puede aproximar a una resistencia. La trayectoria de la corriente se considera típicamente de una mano a los dos pies, o de un pie al otro. La resistencia interna del cuerpo es de aproximadamente 300 Ω, mientras que los valores de la resistencia del cuerpo incluyendo la piel esta en el rango de 500 a 3000 Ω, como se sugiere en Daziel [B26], Geddes y Baker [B74], Gieiges [B75], Kiselev [B94], y Osypka [B118]. La resistencia del cuerpo humano se reduce por el daño o punción de la piel en el punto de contacto. Como se mencionó en el punto 5.2, Dalziel [B34] llevaron a cabo extensas pruebas con agua salada en las manos y los pies para determinar las corrientes de abandono seguras, con las manos y los pies mojados. Los valores obtenidos con 60 Hz para los hombres fueron los siguientes: la corriente de 9,0 mA, voltajes correspondientes fueron de 21,0 V para la mano-amano y 10,2 V para la mano-a-pie. Por lo tanto, la resistencia AC para un contacto mano a mano es igual a 21.0/0.009 o 2330 Ω, y la resistencia cuerpo a los pies es igual a 10.2/0.009 o 1130 Ω, sobre la base de este experimento. Por lo tanto, a los efectos de esta guía, las resistencias siguientes, en serie con la resistencia del cuerpo, se supone lo siguiente: a) Resistencia de contacto de manos y pies son iguales a cero. b) Resistencia de guantes y zapatos son iguales a cero. Un valor de 1000 Ω en la ecuación (10), lo que representa la resistencia de un cuerpo humano de cuerpo a los pies y también de la mano-a-mano, o de un pie al otro pie, se utilizan en esta guía. R B = 1000 Ω (10)
7.2 Rutas de Corrientes a través del Cuerpo Hay que recordar que la elección de un valor de 1000 Ω de resistencia se refiere a rutas como las que existen entre la mano y un pie o ambos pies, donde una parte importante de la corriente pasa a través de partes del cuerpo que contengan los órganos vitales, incluyendo el corazón. En general se convino en que la corriente que fluye de un pie al otro es mucho menos peligrosa. Al referirse a las pruebas realizadas en Alemania, Loucks [B100] mencionó que corrientes mucho más altas pie a pie y mano-a-pie tenían que ser utilizadas para producir el mismo efecto que una baja corriente en la región del corazón. Afirmó que la relación es tan alta como 25:1. Basándose en estas conclusiones, la resistencia a los valores superiores a 1000 Ω, posiblemente, se podría permitir, cuando se trate de un camino desde un pie al otro pie. Sin embargo, los siguientes factores deben ser considerados: a) Un voltaje entre los dos pies, doloroso pero no fatal, puede causar una caída que podría causar un mayor flujo de corriente a través del área del pecho. El grado de este riesgo adicional dependerá de la duración de fallas y la posibilidad de otro choque sucesivo, tal vez vuelva a cerrarse. b) Una persona puede estar trabajando o descansando en una posición inclinada cuando se produce un fallo. Es evidente que los peligros de contacto pie a pie, son mucho menores que los de otro tipo. Sin embargo, como las muertes se han producido desde el caso a) anterior, es un peligro que no deben pasarse por alto (Bodier [B14]; Langer [B96]). 7.3 Circuito Equivalente Accidental Usando el valor de la corriente por el cuerpo tolerable establecida por cualquiera de la ecuación (8) o la ecuación (9) y las constantes del circuito adecuado, es posible determinar la tensión admisible entre dos puntos de contacto. Las siguientes anotaciones se utilizan para el circuito equivalente accidental que se muestra en la Figura 6: Ib RA VA
es la corriente del cuerpo (el cuerpo es parte del circuito accidental) en A es la resistencia total efectiva del circuito accidental en Ω es la tensión total efectiva del circuito accidental (tensión de tacto o de paso) en V
Figura 6- Exposición a la tensión de contacto
La corriente tolerables del cuerpo, I B , que se define en la ecuación (8) o la ecuación (9), se utiliza para definir la tensión total tolerable eficaz del circuito accidental (tensión de toque o de paso): la tensión total tolerable eficaz del circuito accidental es la tensión que causa el flujo de la corriente del cuerpo, I b , igual a la corriente tolerable del cuerpo, I B . La Figura 6 muestra la corriente de falla I f cuya descarga a la tierra por el sistema de puesta a tierra de la subestación y una persona que toque una estructura metálica conectada a tierra en H. Varias impedancias se muestra en el circuito en la Figura 7. El terminal H es un punto en el sistema al mismo potencial de la malla en el que la corriente de falla fluye y el terminal F es el área pequeña en la superficie de la tierra que está en contacto con los dos pies de la persona. La corriente, I b , fluye desde H a través del cuerpo de la persona a la tierra en F. El teorema de Thevenin permite representar estos dos terminales (H, F) de la red de la figura 7, en el circuito de la figura 8 (Dawalibi, Southey, y Baishiki [B49]; Dawalibi, Xiong, y Ma [B50]). La tensión de Thévenin V es el voltaje entre las terminales H y F cuando la persona no está presente. La impedancia de Thévenin ZTH es la impedancia del sistema visto desde los puntos H y F con las fuentes de tensión del sistema de cortocircuito. La corriente I b a través del cuerpo de una persona que entre en contacto con H y F es dada por
(11)
Figura 7-Impedancias del circuito de tensión de toque
Figura 8 - circuito de tensión de contacto
Donde RB es la resistencia del cuerpo humano en Ω La figura 9 muestra la corriente de falla I f descargándose al suelo por el sistema de puesta a tierra de la subestación. La corriente, I b , fluye de un pie F1 a través del cuerpo de la persona al otro pie, F2. Los terminales F1 y F2 son las áreas en la superficie de la tierra que están en contacto con los dos pies, respectivamente. El teorema de Thevenin nos permite representar estos dos terminales (F1, F2) de la red en la Figura 10. La tensión de Thévenin V es la tensión entre los bornes F1 y F2 cuando la persona no está presente. La impedancia de Thévenin ZTh es la impedancia del sistema vista desde los terminales F1 y F2 con las fuentes de tensión del sistema en cortocircuito. La corriente I b a través del cuerpo de una persona es dada por la ecuación (11). La impedancia equivalente de Thévenin, ZTH, es calculable con una serie de métodos (Dawalibi, Southey, y Baishiki [B49]; Dawalibi, Xiong, y Ma [B50]; ERPI EL-2699 [B60]; Thapar, Gerez y Kejriwal [B143]; Laurent [B97]). En esta guía, las siguientes fórmulas conservadoras de la impedancia equivalente de Thévenin se utilizan.
Figura 9 - La exposición a la tensión de paso
Figura 10 - Circuito de tensión de Paso
Para circuito accidental de tensión de contacto (12) Y para circuito accidental de tensión de paso (13) Donde Rf es la resistencia a tierra de un pie (con presencia del sistema de tierra de la subestación omitida) en Ω A los efectos del análisis de circuitos, el pie humano es generalmente representado como un disco metálico y la resistencia de contacto de los zapatos, calcetines, etc., se ignora. La resistencia a tierra en ohmios de un disco metálico de radio b (m) en la superficie de una tierra homogénea de ρ resistividad (Ω · m) viene dada por Laurent [B97] (14) Tradicionalmente, el disco metálico que representa el pie se toma como una placa circular con un radio de 0,08 m. Con una simple aproximación, las ecuaciones para ZTh se pueden obtener en forma numérica y se expresa en términos de ρ de la siguiente manera. Para circuito accidental de tensión de contacto (15) Y para circuito accidental de tensión de paso (16) Sobre la base de investigación reportada en Dawalibi, Xiong, y Ma [B50]; Meliopoulos, Xia, Joy, y Cokkonides [B107], y Thapar, Gerez y Kejriwal [B143], las ecuaciones (15) y (16) son
conservadoras en el sentido de que subestiman la impedancia equivalente de Thévenin y, por tanto, dará lugar a corrientes del cuerpo superiores. La tensión total admisible equivalente (es decir, tensión de tacto y de paso tolerable), utilizando las ecuaciones (15) y (16), es
(17) Y (18) 7.4 Efectos de una Fina Capa de Material en la Superficie La ecuación (14) se basa en la hipótesis de una resistividad del suelo uniforme. Sin embargo, una capa de entre 0,08-0,15 m (3-6 in) de material de alta resistividad, tales como grava, se extiende a menudo en la superficie de la tierra por encima de la malla de tierra para aumentar la resistencia de contacto entre el suelo y los pies de las personas en la subestación. La relativa poca profundidad del material de la superficie, en comparación al radio equivalente del pie, se opone a la asunción de resistividad uniforme en la dirección vertical cuando se calculó la resistencia de tierra de los pies. Sin embargo, para una persona en el área de la subestación, el material de la superficie se puede asumir de extensión infinita en la dirección lateral. Si el suelo subyacente tiene una resistividad más bajo que el material de la superficie, Sólo algunas corrientes de la malla irá hacia arriba a la capa delgada de material de la superficie, y la tensión de superficie será casi la misma que sin el material. La corriente a través del cuerpo se reducirá considerablemente con la adición del material en la superficie debido a la resistencia de contacto mayor entre la tierra y los pies. Sin embargo, esta resistencia puede ser considerablemente menor a la de una capa superficial de espesor suficiente para asumir la resistividad uniforme en todas las direcciones. La reducción depende de los valores relativos de resistividades de la tierra y el material de la superficie, y del grosor del material. Lo contrario del principio de reducción de potencia también es cierto. Si el suelo subyacente tiene una resistividad mayor que el material de la superficie, una parte sustancial de la corriente de la red irá hacia arriba a la capa delgada de material. Sin embargo, a diferencia del caso descrito en el párrafo anterior, los potenciales de superficie serán modificados sustancialmente debido a la concentración de la corriente cerca de la superficie. Por lo tanto, la resistencia efectiva del material de la superficie no debe ser actualizada sin tener en cuenta este cambio en el potencial de superficie. Este problema puede resolverse mejor mediante el uso de análisis de suelos de varias capas (ver cláusula 13). Una expresión analítica para la resistencia de tierra del pie sobre una fina capa de la superficie del material se puede obtener con el uso del método de las imágenes (Sunde [B130]; Thapar, Gerez, y Emmanuel [B142]; Thapar, Gerez y Kejriwal [B143]) .8 8
Las expresiones para la resistencia de tierra del pie dada por la ecuación (16) a la (19) de la versión 1986 de esta guía se basa en el simple procedimiento de electrodos hemisféricos. Esta simplificación dio un valor más bajo de la resistencia de tierra del pie. El error fue significativo para valores bajos de profundidad de la capa superficial. Las nuevas expresiones revisadas para la resistencia a tierra de los pies que figuran en esta norma se basan en la representación de placa circular del pie.
La ecuación (19) a la (21) dan la resistencia de tierra del pie con el material en la superficie (Thapar, Gerez y Kejriwal] [B143).
(19)
(20)
(21) Donde Cs es el factor de reducción de la capa superficial K es el factor de reflexión entre las diferentes resistividades de materiales ρs es la resistividad del material de la superficie en Ω · m ρ es la resistividad de la tierra debajo del material de superficie en Ω · m hs es el espesor del material de la superficie en m b es el radio del disco metálico circular que representa el pie en m R m (2nhs) es la resistencia de tierra mutua entre dos placas coaxiales, similares, en paralelo, separados por una distancia (2nhs), en un medio infinito de la resistividad, ρs, en Ω·m Para la determinación de R m (2nhs), considera una placa delgada circular, D1, en el plano xy con el eje z que pasa por su centro. El radio de la placa es b y descarga una corriente I en un medio infinito uniforme de resistividad, ρ s . Usando coordenadas cilíndricas, el potencial en cualquier punto (r, z) está dado por las siguientes ecuaciones (Jackson [B89]): (22) (23)
(24) Considere la posibilidad de otro plato similar, D2, situada en paralelo y coaxial a la placa circular, D1, ya una distancia (2nh) de él. El potencial producido en D2 puede ser determinado mediante la evaluación de potencial medio sobre la superficie de la placa. Es dado por
(25) La resistencia mutua a tierra, R m (2nhs), entre las dos placas se da por
(26) Comparando las ecuación (14) y (19), C s puede ser considerado como un factor de corrección para calcular la resistencia efectiva del pie en presencia de un espesor finito de material de superficie. Debido a que la cantidad C s es bastante aburrida para evaluar sin el uso de un computador, estos valores han sido pre-calculados para b = 0,08 m y se dan en forma de gráficos en la Figura 11.
Espesor del material de superficie, h s (metros) Figura 11 - C s versus h s
Los modelos por computadora también se han utilizado para determinar el valor de C s (Dawalibi, Xiong, y Ma [B50]; Meliopoulos, Xia, Joy, y Cokkonides [B107]). Hay una correspondencia estrecha entre los valores obtenidos por estos modelos de computadoras con los valores dados en la Figura 11. La siguiente ecuación empírica da el valor de C s . Los valores de Cs obtenidos utilizando la ecuación (27) están dentro del 5% de los valores obtenidos con el método analítico (Thapar, Gerez y Kejriwal [B143]).
(27) 8. Criterios de Tensión Tolerable 8.1 Definiciones NOTA-Las siguientes definiciones también se enumeran en la cláusula 3, pero se repiten aquí para comodidad del lector. 8.1.1 Margen de Potencial de Tierra (GPR): Margen de potencial de tierra (GPR): El máximo potencial eléctrico que la malla de puesta a tierra de una subestación puede alcanzar en relación a un punto de conexión a tierra lejana que se supone que está al potencial de tierra remota. Esta tensión, GPR, es igual a la corriente máxima de la malla por la resistencia de la malla. NOTA-En condiciones normales, el equipo de tierra opera a cerca de cero potencial de tierra. Es decir, el potencial de una toma de tierra es casi idéntico al potencial de tierra a distancia. Durante una falla a tierra la parte de corriente de falla que se conduce por una rejilla de puesta a tierra en la subestación a la tierra causa el aumento del potencial de la red con respecto a la tierra a distancia.
8.1.2 Tensión de Malla: La máxima tensión de contacto dentro de una malla de una malla de tierra. 8.1.3 Tensión de Contacto Metal-Metal: La diferencia de potencial entre los objetos metálicos o estructuras dentro del sitio de la subestación que pueden ser puenteado por contacto directo mano a mano o mano a los pies. NOTA - El voltaje de toque metal-metal entre objetos metálicos o estructuras en condiciones de servidumbre a la malla de tierra se supone que es insignificante en las subestaciones convencionales. Sin embargo, la tensión de contacto metal-metal entre objetos metálicos o estructuras en condiciones de servidumbre a la malla de tierra y objetos metálicos internos en la subestación, tal como una cerca aislada, pero no en condiciones de servidumbre a la malla de tierra pueden ser sustanciales. En el caso de una subestación aislada por gas (GIS), la tensión de contacto metal a metal entre los objetos metálicos o estructuras en condiciones de servidumbre a la malla de tierra pueden ser considerables, debido a fallas internas o las corrientes inducidas en los recintos. En una subestación convencional, la peor tensión de contacto es por lo general encontrada en la diferencia de potencial entre una mano y los pies en un punto de distancia de alcance máximo. Sin embargo, en el caso de contacto metal a metal de mano a mano o de mano a los pies, en ambas situaciones se debe investigar para llegar a las condiciones peores posibles. La figura 12 y Figura 13 ilustran estas situaciones para subestaciones con aislamiento al aire, y la Figura 14 ilustra estas situaciones en los GIS.
8.1.4 Tensión de Paso: La diferencia de potencial de superficie que experimenta una persona dando un paso de una distancia de 1 m con los pies sin tocar ningún objeto a tierra. 8.1.5 Tensión de Toque o Contacto: La diferencia de potencial entre el Margen de potencial a tierra (GPR) y la superficie potencial en el punto donde una persona está de pie y, al mismo tiempo tener una mano en contacto con una estructura con conexión a tierra.
8.1.6 Voltaje Transferido: Un caso especial de la tensión de contacto en caso de transmisión de voltaje que entra o sale de la subestación a partir de o hacia un punto remoto externo al sitio de la subestación.
Figura 14 – Típica situación de tacto metal-metal en GIS
8.2 Situaciones Típicas de Choque Las Figura 12 y 13 muestran cinco situaciones básicas que incluyen a una persona y las instalaciones de tierra durante una falla. Para contacto pie a pie, el circuito equivalente accidental es el de la Figura 9, y su conducción nominal U es igual a E s (tensión de paso). Para los tres ejemplos de contacto mano-a-pie con la figura 12 se aplica, y U es igual a E t (tensión de contacto), E m (tensión de la malla), o E trrd (voltaje transferido), respectivamente. El circuito accidental que implica el contacto metal-metal, ya sea de mano a mano o mano-a-pie, se muestra en la Figura 14 donde U es igual a la tensión de contacto metal-metal, E mm . Durante una falla, la tierra conduce corrientes que emanan de la red y otros electrodos de tierra permanente, enterrado debajo de la superficie de la tierra. El resultado de gradientes de potencial tienen un efecto primario sobre el valor de U. En el caso de las subestaciones convencionales, el caso típico de tensión de contacto metal a metal se produce cuando los objetos metálicos o estructuras dentro del sitio de la subestación no se adhieren a la red de tierra. Objetos tales como tuberías, rieles, o cercas que se encuentran dentro o cerca del área de la malla de tierra de la subestación, y no están pegadas a la malla, cumplen con estos criterios. Tensiones considerables de toque metal a metal pueden estar presentes cuando una persona está de pie o toca un objeto conectado a tierra o estructura que entra en contacto con un objeto metálico o estructura dentro del área de la subestación que no está unido a la red de tierra. El cálculo de la tensión de contacto real metal-metal es compleja. En la práctica, los riesgos derivados del contacto metal a metal pueden mejor evitarse uniendo los puntos de potencial peligroso a la malla de tierra de la subestación. Por lo general, el caso de tensión transferida se produce cuando una persona de pie en el área de la subestación toca un conductor puesto a tierra en un punto remoto, o una persona de pie en un punto remoto toca un conductor conectado a la malla de conexión a tierra de la subestación. Durante condiciones de falla, el potencial resultante a tierra son iguales o
superiores al completo GPR de una malla de conexión a tierra descargando la corriente de falla, en lugar de la fracción de esta tensión total encontrado en situaciones ordinarias de contacto de toque (ver Figura 13). De hecho, como se discute en la cláusula 17, la tensión transferida podrá ser superior a la suma de los GPRs de ambas subestaciones, debido a voltajes inducidos en los circuitos de comunicación, estáticos o cables de neutro, tuberías, etc. No es práctico, y a menudo imposible, diseñar una malla de tierra sobre la base de la tensión de contacto causada por las tensiones exteriores transferidas. Los peligros de estas tensiones externas transferidas es mejor evitarlas mediante el uso de aislamiento o dispositivos de neutralización y por tratamiento y despejes de estos circuitos, tuberías, etc., como equivalentes a las líneas energizadas. 8.3 Criterios para Tensión de Toque y de Paso La seguridad de una persona depende de la prevención de la cantidad crítica de energía de choque se absorba antes de que la falla se despeje y el sistema se des-energice. El voltaje máximo de conducción de cualquier circuito accidental no debe exceder de los límites definidos de la siguiente manera. Para tensión de paso es el límite (28) Para un peso corporal de 50 kg
(29) Para un peso corporal de 70 kg
(30) Del mismo modo, el límite de tensión de contacto es
(31) Para un peso corporal de 50 kg
(32) Para un peso corporal de 70 kg
(33) Donde E step , E touch Cs rs ts
es la tensión de paso en V es la tensión de contacto en V se determina de la Figura 11 o la ecuación (27) es la resistividad del material de superficie en Ω · m es la duración del shock de corriente en segundos
Si no hay usada una capa superficial de protección, entonces C = 1 y ρ = ρ s . El límite de tensión de contacto metal-metal se derivan de las ecuaciones de tensión de contacto, ecuaciones (32) y (33). El contacto metal-metal, tanto de mano a mano y cuerpo a los pies, resultará en ρ s = 0. Por lo tanto, la resistencia total del circuito accidental es igual a la resistencia del cuerpo, R B . Con la sustitución de ρ s = 0 en los términos de las ecuaciones de la resistencia del pie (32) y (33), el límite de tensión de contacto metal-metal es Para un peso corporal de 50 kg
(34) Para un peso corporal de 70 kg
(35) Donde E mm
es el voltaje de toque metal-metal en V
La real tensión de paso, tensión de toque, o la tensión de contacto metal-metal deben ser inferiores a los límites máximos permisibles de tensión respectivas para garantizar la seguridad. Los peligros de las tensiones transferidas externas es mejor evitarla a través del aislamiento o de dispositivos de neutralización y etiquetando estos puntos de peligro, como las líneas. 8.4 Situaciones Típicas de una Descarga en Subestaciones con Aislamiento a Gas En el análisis de puesta a tierra de las GIS, las consideraciones de tensión de contacto presentan varios problemas únicos. A diferencia de las instalaciones convencionales, las características de los equipos GIS una cubierta envolvente metálica de los interruptores aislados a gas y buses internos de alta tensión. Cada bus está totalmente contenida dentro de su recinto y ellos conectados a tierra. Debido a que se induce un voltaje en la cubierta externa cada vez que un flujo de corriente en la barra de distribución coaxial, ciertas partes de la caja pueden estar en diferentes potenciales con respecto a la tierra de la subestación. Evaluar la tensión máxima que ocurre en el recinto del bus durante una falla, es necesario para determinar la inductancia de la cubierta externa a tierra, la inductancia del conductor interno, y las inductancias mutuas para una configuración de fase determinada de buses individuales. Una persona que toque la envoltura externa de una GIS puede estar expuesta a tensiones derivadas de dos condiciones de falla básicas a) Una falla interna en el sistema de buses de aislamiento a gas, como una descarga disruptiva entre el bus conductor y la pared interna del cerramiento. b) Una falla externa a las GIS en el que una corriente de falla fluye a través del bus de la GIS e induce corrientes en los recintos. Porque la persona puede estar parado sobre una rejilla metálica conectada a tierra y el circuito accidental puede implicar un camino de corriente mano a mano y cuerpo a pies, el
análisis de los sistemas de tierra de las GIS deben tomarse en consideración la tensión de contacto metal a metal (véase la Figura 14 ). La mayoría de los fabricantes de GIS consideran el recinto bien diseñado y adecuadamente conectado a tierra si la diferencia de potencial entre recintos individuales, y la diferencia de potencial entre uno de los recintos y otras estructuras de tierra, no exceda de 65-130 V durante una falla. Las ecuaciones de tensión de contacto metal-metal, (34) y (35), revelan que este nivel de tensión corresponde a los tiempos de falla que van desde 0,8 a 3,2 s para un criterio de 50 kg, y de 1,46 a 5,8 s para un criterio de 70 kg. Esta relación es, sin embargo, mejor percibida en la gráfica de la figura 15, que también ayuda a comprender el problema relacionado con los márgenes de seguridad suficientes. Las condiciones de falla y los correspondientes circuitos equivalentes para determinar o verificar los parámetros de seguridad críticos de diseño de puesta a tierra de las GIS se detallan en la cláusula 10.
Figura 15 – Limites de tensión de toque para contacto metal-metal y un rango típico de tensiones carcasa a tierra
8.5 Efecto de las Corrientes de Tierra Sostenida Después de que los límites de tensión de paso y de contacto seguro se establecieron, el sistema de puesta a tierra puede ser diseñado en base a la corriente de falla disponible y del tiempo de despeje total. El diseñador debe también considerar las magnitudes de fallas de bajo nivel del tipo sostenida (Debajo de los ajustes de relés de protección) que pueden estar por encima del umbral de la corriente de abandono. Algunas fallas sostenidas por encima del umbral de la corriente de abandono, pero por debajo del umbral de fibrilación, pueden causar asfixia por la contracción prolongada de los músculos del pecho. Sin embargo, no sería práctico diseñar contra choques menores que son dolorosos, pero no causan ningún daño permanente.
9. Principales Consideraciones de Diseño 9.1 Definiciones NOTA-Las siguientes definiciones también se enumeran en la cláusula 3, pero repite aquí para comodidad del lector.
9.1.1 Electrodo de Tierra Auxiliar: Un electrodo de tierra con un diseño determinado o limitaciones de funcionamiento. Su principal función no puede ser otra que la conducción de la baja corriente de falla a tierra en la tierra. 9.1.2 Electrodo a Tierra: Un conductor incrustado en la tierra y se usa para recoger la corriente a tierra o de disipación de la corriente de tierra en la tierra. 9.1.3 Malla de Tierra: Una placa metálica sólida o un sistema de conductores desnudos muy próximos entre sí que están conectados y colocan a menudo en aguas poco profundas por encima de una malla de tierra o en otra parte a la superficie terrestre, a fin de obtener una medida adicional de protección minimizando el peligro de la exposición a altas tensiones de paso o contacto en un área de operación crítica o lugares que se utilizan con frecuencia por las personas. Fundamentada en las rejillas de metal, colocadas en o por encima de la superficie del suelo, o de malla de alambre colocada directamente debajo de la superficie del material, son formas comunes de una malla de tierra. 9.1.4 Mallado a Tierra: Un sistema de electrodos horizontales a tierra que consiste en una serie de conductores desnudos enterrados en la tierra interconectados, proporcionando una base común de tierra para los dispositivos eléctricos o estructuras metálicas, por lo general en una ubicación específica. NOTA - Redes enterradas horizontalmente cerca de la superficie de la tierra también son eficaces en el control de la superficie de gradientes de potencial. Una red típica por lo general se complementa con una serie de barras de tierra y puede ser conectado a más electrodos de tierras auxiliares masa para reducir su resistencia con respecto a la tierra a distancia.
9.1.5 Sistema de Tierra: Comprende todas las instalaciones interconectadas de puesta a tierra en un área específica. 9.1.6 Barras Principales de Tierra: Un conductor o sistema de conductores previstos para la conexión de todos los componentes metálicos designados de la Subestación de Aislamiento a Gas (GIS) al sistema de puesta a tierra para una subestación. 9.2 Concepto General Un sistema de puesta a tierra se debe instalar de una manera que permita limitar el efecto de los gradientes de potencial de tierra a un voltaje y niveles de corrientes tales que no pongan en peligro la seguridad de las personas o equipos en condiciones normales y de fallas. El sistema también debe garantizar la continuidad del servicio.
En la discusión que sigue, se supone que el sistema de electrodos a tierra tiene la forma de una red de conductores enterrados horizontalmente, completa con una serie de barras verticales de tierra conectada a la red. Sobre la base de dos encuestas, la primera
reportada en una guía de aplicación de la AIEE en 1954 [B3], y la segunda publicada en 1980 (Dawalibi, Bauchard y Mukhedkar [B45]), este concepto representa la práctica prevaleciente en la mayoría de empresas de servicios públicos tanto en los Estados Unidos como en otros países. Algunas de las razones para usar el sistema combinado de barras verticales y conductores horizontales son las siguientes: a) En subestaciones un solo electrodo es, por sí solo, insuficiente para proporcionar un sistema de puesta a tierra segura. A su vez, cuando varios electrodos, como las tomas de tierra, están conectados entre sí y con todos los equipos neutrales, marcos y estructuras que van a estar conectados a tierra, el resultado es esencialmente una malla de electrodos de tierra, independientemente del objetivo original. Si los enlaces de conexión pasar a ser enterrado en un suelo con buena conductividad, esta red sólo puede representar un excelente sistema de tierra. En parte por esta razón, algunas empresas de servicios dependen del uso de solo una rejilla. Sin embargo, las tomas de tierra son de un valor especial, como se explica en el punto b). b) Si la magnitud de la corriente que se disipa en la tierra es alto, rara vez es posible instalar una rejilla con una resistencia tan baja como para asegurar que el surgimiento de un potencial de tierra no va a generar gradientes en la superficie no apto para el contacto humano. Entonces, el peligro puede ser eliminado sólo por el control de los potenciales locales a través de toda la zona. Un sistema que combina una red horizontal y una serie de barras de tierra verticales penetrando suelos más bajos tiene las siguientes ventajas: 1) Cuando los conductores están horizontales (cuadrícula-malla-grilla) son más eficaces para reducir el peligro de tensiones de paso y de contacto altas en la superficie de la tierra, siempre que la red se instale a poca profundidad por lo general entre 0.3-0.5 m (12-18 in) debajo, las barras de tierra lo suficientemente largas tienden a estabilizar el rendimiento de una red combinada. Para muchas instalaciones esto es importante porque la congelación o el secado de las capas superiores del suelo pueden variar la resistividad del suelo con las estaciones, mientras que la resistividad de las capas inferiores del suelo se mantiene casi constante. 2) Las barras que penetran en el suelo con resistividad más baja son mucho más eficaces para disipar las corrientes de falla cada vez que una capa o dos capas del suelo se encuentra y la capa superior del suelo tiene mayor resistividad de las capas inferiores. Para muchas GIS y otras instalaciones con espacio limitado, esta condición se convierte en la realidad más deseable que se produce, o que debe alcanzarse por el diseño del medios adecuados (barras de tierra extra largas, los pozos de puesta a tierra, etc.) 3) Si las barras se instalan predominantemente a lo largo del perímetro de la red en las condiciones de alta a baja o uniformes resistividad del suelo, las varillas pueden moderar considerablemente el fuerte aumento del gradiente de superficie cerca de las mallas periférica. Véase la cláusula 16 para los detalles de este acuerdo. Estos datos son pertinentes para el uso de métodos simplificados para determinar el gradiente de tensión en la superficie de la tierra.
9.3 Electrodos de Tierra Primarios y Auxiliares En general, la mayoría de los sistemas de puesta a tierra utilizan dos grupos de electrodos a tierra. Los electrodos de Tierra Primarios están específicamente diseñados para la puesta a tierra. Los electrodos auxiliares de tierra son los electrodos que constituyen las diferentes estructuras de metal enterradas instaladas para fines distintos a la tierra. Electrodos típicos principales incluyen cosas tales como las rejillas de puesta a tierra, conductores de contrapeso, las tomas de tierra, y los pozos de tierra. Electrodos típicos auxiliares incluyen estructuras subterráneas de metal y barras de refuerzo recubiertas de hormigón, si está conectado a la red de conexión a tierra. Los electrodos auxiliares de tierra pueden tener una limitada capacidad de transporte de corriente. 9.4 Aspectos Básicos de Diseño de la Malla El Análisis conceptual de un sistema de red por lo general comienza con la inspección del plan de diseño de subestaciones, mostrando todos los equipos pesados y las estructuras. Para establecer las ideas básicas y los conceptos, los siguientes puntos pueden servir como las directrices para el inicio de un típico diseño de la rejilla de puesta a tierra: a) Un bucle conductor continuo deberá rodear el perímetro para incluir tanta superficie como sea posible. Esta medida ayuda a evitar la concentración de alta corrientes y, por tanto, los altos gradientes de potencial tanto en la zona de la malla y cerca de los extremos del cable saliente. Encerrar más superficie también reduce la resistencia de la malla de puesta a tierra. b) En el bucle, los conductores suelen ser colocadas en líneas paralelas y, cuando sea posible, a lo largo de las estructuras o filas de los equipos para establecer conexiones a tierra cortas. c) Un sistema de cuadrícula típica de una subestación puede incluir conductores 4/0 de cobre desnudo enterrados entre 0.3-0.5 m (12-18 pulgadas) por debajo de la superficie, espaciados 3-7 m (10-20 pies) de distancia, en un patrón de cuadrícula. En las conexiones cruzadas, los conductores estarían bien unidos entre sí en forma segura. Las tomas de tierra pueden estar en las esquinas de la red y en los puntos de unión a lo largo del perímetro. Las tomas de tierra también pueden ser instaladas en el equipo pesado, sobre todo cerca de la protección contra sobretensiones. En los suelos de varias capas o de alta resistencia, podría ser útil utilizar las barras o varillas ya instaladas en los puntos de uniones adicionales. d) Este sistema de red (malla de tierra) se extenderá sobre el conjunto de maniobras de la subestación y, a menudo más allá de la línea de la cerca. Múltiples conductores de tierra o conductores de mayor tamaño se utilizará donde las altas concentraciones de la corriente puedan ocurrir, como en una conexión neutro-tierra de generadores, baterías de condensadores, o transformadores. e) La relación de los lados de las mallas de la red por lo general es de 1:1 a 1:3, a menos que una precisa (asistida por computador), garantice un análisis más preciso de valores extremos. Frecuentemente las conexiones transversales tienen un efecto relativamente pequeño en reducción de la resistencia de una cuadrícula. Su principal función es asegurar un control adecuado de la superficie de potenciales. Las conexiones cruzadas son también útiles en la obtención de múltiples caminos para la corriente de falla, reduciendo al mínimo la caída de tensión en la red (malla) en sí, y proporcionando un cierto grado de redundancia en el caso de una falla del conductor.
9.5 Diseño en Condiciones Difíciles En las zonas donde la resistividad del suelo es alto o el espacio de la subestación es escaso, puede que no sea posible obtener una baja impedancia a tierra del sistema mediante la difusión de los electrodos de la red en una gran superficie, como se hace en condiciones más favorables. Esta situación es típica de muchas instalaciones industriales y subestaciones GIS, que sólo ocupan una fracción de la superficie terrestre normalmente utilizada para los equipos convencionales. Esta situación a menudo hace difícil el control de los gradientes de la superficie. Algunas de las soluciones incluyen a) Conexión (es) de la rejilla de tierra remota (s) e instalaciones adyacentes de tierra, un sistema combinado utilizando instalaciones especiales en edificios, bóvedas subterráneas, etc. Un uso predominante de electrodos a tierra a distancia requiere una cuidadosa consideración de los potenciales transferidos, lugares de sobretensiones por pararrayos, y otros puntos críticos. Una caída de tensión significativa puede establecerse entre las instalaciones de puesta a tierra local y remota, especialmente para los aumentos repentinos de alta frecuencia (rayos). b) El uso de barras de tierra enterradas profundamente y pozos de tierra perforados. c) Varios aditivos y tratamientos del suelo que se utiliza junto con las tomas de tierra y la interconexión de los conductores se describen más detalladamente en el 14,5. d) El uso de colchonetas de alambre. Es factible combinar un material de superficie y alfombras fabricadas de alambre para igualar el gradiente de campo cerca de la superficie. Una colchoneta de alambre común podría consistir de alambre de acero revestido de cobre número 6 AWG, dispuestos en un patrón de rejilla de 0,6 m × 0,6 m (24 × 24 in), instalada en la superficie de la tierra y debajo de la superficie del material, y unido a la red principal de puesta a tierra en varios lugares. e) Cuando sea posible, el uso correcto de otros medios disponibles para reducir la resistencia total de un sistema de tierra, como conectar los cables neutrales y estáticos de la tierra (ver 15,3). Es típico el uso de objetos metálicos en el sitio que califican y pueden servir como electrodos de tierra auxiliares, o como los lazos de tierra a otros sistemas. Las consecuencias de dichas solicitudes, por supuesto, tiene que ser evaluado cuidadosamente. f) Siempre que sea práctico, un depósito cercano de material de baja resistividad y volumen suficiente se puede utilizar para instalar una cuadricula extra (satélite). Esta cuadricula satélite, cuando está suficientemente conectada a la red principal, bajará la resistencia total y, por tanto, el margen de potencial de tierra de la rejilla de puesta a tierra. El material cercano de baja resistividad puede ser un depósito de arcilla o puede ser parte de alguna estructura grande, como la masa de concreto de una represa hidroeléctrica (Verma, Merand, y Barbeau [B148]). 9.6 Conexiones a la red Los conductores de ampacidad y resistencia mecánica adecuada (ver cláusula 11) se deben utilizar para las conexiones entre
a) Todos los electrodos de tierra, como rejillas de tierra, barras de cobre, pozos de tierra, y, donde sea aplicable, metal, agua o tuberías de gas, agua y pozos de agua cubiertos, etc. b) Todas las partes de metal conductoras sobre el suelo que, accidentalmente, podrían energizarse, tales como estructuras metálicas, carcasas de máquinas, armazones metálicos convencional o interruptores aislados a gas, tanques de transformadores, guardias, etc. Además, las partes conductoras metálicas que pueden estar en un potencial diferente en relación con otras partes metálicas que se puedan energizar deben ser unidos entre sí, normalmente a través de la red de tierra. c) Todas las fuentes de corrientes de falla tales como pararrayos, bancos de capacitores o condensadores de acoplamiento, transformadores y, en su caso, los neutros de las máquinas y del alumbrado y circuitos de potencia. Los cables de cobre o tiras suelen emplearse para estas conexiones a tierra. Sin embargo, el tanque del transformador se utiliza a veces como parte de una vía a tierra para pararrayos. Del mismo modo, la mayoría de las estructuras de acero o de aluminio se pueden utilizar para la conexión a tierra si se puede establecer que la conductividad, incluido el de las conexiones, es y puede ser mantenido como equivalente a la de los conductores que normalmente se instala. Cuando se siga esta práctica, todas las capas de pintura que de lo contrario podría introducir una conexión altamente resistente deben eliminarse, y un compuesto para juntas adecuado deberá aplicarse, u otros medios eficaces, tales como puentes a través de las conexiones, se deben tomar para evitar el deterioro posterior de la conexión. En el caso de las instalaciones de GIS, una atención especial debe prestarse a la posibilidad de circulación de las corrientes inducidas no deseadas. La cláusula 10 cubre el tema con más detalle. La igualdad de división de las corrientes entre múltiples conductores de tierra, en las conexiones cruzadas o puntos de unión similares no se debe asumir. Todos los cables de tierra accesibles deben ser inspeccionados periódicamente. La soldaduras exotérmicas, soldadura fuerte, o conectores de tipo presión pueden ser utilizado para las conexiones subterráneas (véase 11,4). Las conexiones soldadas deben evitarse debido a la posibilidad de fallar en virtud de corrientes de falla altas. Un circuito abierto, incluso en lugares expuestos, puede escapar a la detección, y es obvio que no es práctico para inspeccionar partes enterradas de la red de puesta a tierra una vez que esté instalado. Una discusión más detallada de los métodos de prueba utilizados para determinar la continuidad de los sistemas de puesta a tierra enterrada está incluida en 19.4. Aquellas instalaciones que tienen más probabilidades de suministro o de una alta corriente, tales como transformadores y tanques de interruptores, los marcos de interruptor, y pastillas de pararrayos, se debe conectar a la red con más de una toma de tierra. Los cables deberán realizarse, preferiblemente en direcciones opuestas para eliminar las fallas de modo común.9
9
Una posible excepción es la conexión a tierra de los secundarios de transformadores de corriente y potencia. El fundamento de estos dispositivos por lo general debe limitarse a un solo punto para evitar cualquier camino paralelo que podrían hacer que la circulación no deseada de las corrientes que afectan el rendimiento de relés y dispositivos de medición.
10. Consideraciones especiales para los GIS 10.1 Definiciones NOTA-Las siguientes definiciones también se enumeran en la cláusula 3, pero repite aquí para comodidad del lector.
10.1.1 Cerramiento Continuo: Un bus cerrado en el que las secciones consecutivas de alojamiento a lo largo del conductor de la misma fase están unidos entre sí para proporcionar un camino eléctricamente continúo de corriente a lo largo del recinto entero. Empalmes, conectando los recintos de otra fase, se realiza exclusivamente en las extremidades de la instalación y en algunos puntos intermedios seleccionados. 10.1.2 Corrientes Cerradas: Las corrientes que resultan de las tensiones inducidas en la caja metálica por la corriente (s) que fluye en el conductor adjunto (s). 10.1.3 Subestación de Aislamiento a Gas (GIS): Un multicomponente de montaje compacto, introducido en una caja metálica conectada a tierra en el que el principal medio de aislamiento es un gas, y que normalmente consiste en buses, interruptores y equipos asociados (subconjuntos). 10.1.4 Barras Principales de Tierra: Un conductor o sistema de conductores previstos para la conexión de todos los componentes metálicos designados de la subestación de aislamiento a gas (GIS) al sistema de puesta a tierra para una subestación. 10.1.5 Cerramiento Discontinuo: Una recinto de bus con las secciones consecutivas del alojamiento del mismo conductor de fase aislada eléctricamente (o aislados entre sí), de modo que no puede fluir la corriente más allá de cada sección de la caja. 10.1.6 Voltaje Transitorio Encerrado (TEV): Muy rápidos fenómenos transitorios, que se encuentran en cerramientos aterrados de sistemas GIS. Típicamente, los cables de tierra son demasiado largos (inductivo) en las frecuencias de interés para prevenir eficazmente la aparición de TEV. El fenómeno también es conocido como aumento de tierra transitoria (TGR) o aumento de potencial de tierra transitorio (TGPR). 10.1.7 Transitorios Veloces (VFT): Una clase de transitorios generados internamente dentro de una subestación aislada por gas (GIS), caracterizada por corta duración y de muy alta frecuencia. VFT es generado por el rápido colapso de tensión durante la degradación del gas aislante, ya sea a través de los contactos de un dispositivo de conmutación o línea a tierra durante una falla. Estos transitorios pueden tener tiempos de subida en el orden de nanosegundos lo que implica un contenido de frecuencia que se extiende a cerca de 100 MHz. Sin embargo, las frecuencias de oscilación dominantes, que van con el tamaño físico de los buses GIS, por lo general están en el rango de 20-40 MHz. 10.1.8 Transitorios de Sobretensión Veloces (VFTO): Sistema de sobretensiones que resultan de la generación de VFT. Mientras VFT es uno de los principales constituyentes de VFTO, algunos componentes de baja frecuencia (≅ 1 MHz) pueden estar presentes como consecuencia de la descarga de la resistencia interna despreciable (transformadores de
tensión). Por lo general, VFTO no superará 2,0 por unidad, aunque magnitudes más grandes son posibles en casos concretos. 10.2 Características de las GIS Las GIS son objeto de la misma magnitud de falla a tierra y necesite la misma tierra de baja impedancia como subestaciones convencionales. Normalmente, la instalación GIS requiere entre un 10-25% de la superficie requerida para los equipos convencionales. Debido a esta área tan pequeña, puede ser difícil obtener la conexión a tierra adecuada exclusivamente por métodos convencionales. Se debe prestar especial atención a la unión de los gabinetes metálicos en el ensamblaje de las GIS, ya que esos recintos conducen corrientes inducidas de magnitud importante, que debe limitarse a rutas específicas. En este sentido, las recomendaciones de conexión a tierra por el fabricante de una GIS dada por lo general deben ser seguidas estrictamente. Como resultado de la naturaleza compacta de las GIS y sus distancias cortas, la interrupción eléctrica en el aislamiento a gas, ya sea a través de los contactos de un dispositivo de conmutación durante la operación o en una falla que genera transitorios de muy alta frecuencia que puede acoplar en el sistema de puesta a tierra. En algunos casos, estos transitorios pueden tener que ser consideradas en el diseño de puesta a tierra en general. Estos transitorios pueden causar magnitudes altas, de corta duración de alzas de tierra también son la fuente de interferencia electromagnética (EMI) en la GIS. Si bien está más allá de EMI el alcance de este documento, las técnicas de reducción de EMI a menudo implican consideraciones especiales en el diseño de puesta a tierra (Harvey [B79]). 10.3 Corrientes cerradas y circulantes La efectividad de blindaje de la carcasa del bus está determinada por su impedancia, que regula la circulación de corrientes inducidas. Con recintos separados para cada fase, la magnitud y la dirección de la corriente encerrada se ve influenciada por el tamaño del local y la separación entre los buses de las fases, así como por el método de interconexión de los recintos. En el diseño de un cerramiento continuo, se induce un voltaje en un cerramiento por la corriente en el conductor que lo rodea, produciendo un flujo longitudinal en curso en el recinto. Cuando una continuidad de todas las fases se mantiene a través de conexiones cortas en ambos extremos, el recinto actual es sólo ligeramente menor que la que fluye en el interior del bús en la dirección opuesta. Esto devuelve corriente a través de la caja (cerramiento) de las fases adyacentes cuando la carga se iguala entre las fases. La corriente rezagadas magnetizantes de las corrientes cerradas de aproximadamente 90 °. El flujo es principalmente contenido dentro del recinto.
En un diseño de cerramientos no continuos, no hay caminos de retorno para las corrientes cerradas externas. Así, el voltaje inducido en un cerramiento no continuo por la corriente de un bus (es) interno (s) que lo rodea no puede producir un flujo de corriente longitudinal. Además, las tensiones podrían ser inducidas en cada cerramiento por las corrientes en los conductores no encerradas por ellos. Tensiones no uniformes resultan, causando flujos corrientes locales en cada sección de cerramiento aislado, con las corrientes fluyendo en patrones no uniforme. Debido a estas características, el diseño no continuo se considera generalmente menos ventajoso que la de tipo continuo. Como tal, no es actualmente utilizado por la industria. 10.4 Puesta a tierra de los cerramientos Normalmente, los recintos de tipo contínuo proporcionan una vía de retorno para las corrientes inducidas de forma que el conductor y el gabinete forman un par concéntricos con blindaje eficaz externo del campo interno al cerramiento. Sin embargo, en virtud de las faltas asimétricas, el componente de corriente continua (DC) no está protegido y causa una caída de tensión externa debido a la resistencia del cerramiento. Frecuentemente la unión y conexión de recintos GIS es la mejor solución para minimizar el riesgo tensiones de toque y paso dentro del área GIS. Medidas adicionales10 incluyen el uso de plataformas de conductor (alfombrillas de tierra) que están conectadas a las estructuras de las GIS y a tierra. Para limitar los efectos adversos causados por corrientes circulantes, los requisitos que deberán cumplir son los siguientes: a) Todos los gabinetes metálicos normalmente operan a nivel de tensión de tierra. b) Cuando la tierra en los puntos designados, el diseño del cerramiento del bús debe asegurarse de que no existen importantes diferencias de voltaje entre las secciones de cerramiento individual y las estructuras de soporte ni ninguna parte de los sistemas de puesta a tierra se vea influenciada por el flujo de corrientes inducidas. c) Para evitar la circulación de las corrientes cerradas más allá del canal de retorno regular dentro del ensamblaje de la GIS, chaqueta de tierra del cable de alimentación debería estar vinculada al sistema de tierra a través de conexiones que están separados de los cerramientos de la GIS. Para facilitar este aislamiento, el diseño de los terminales de cables deben ser tal que una brecha de aire aislante o elementos propios de aislamiento se deben proporcionar. Muy rápido transitorios generados por la conexión o por fallas en las GIS pueden provocar estos elementos de aislamiento los parpadeos. En tales casos, las consecuencias de tales parpadeos en la distribución de corriente en el sistema de puesta a tierra debe ser considerado (Fujimoto, Croall, y Foty [B68]). d) Corrientes cerradas de retorno tampoco se pueden permitir que fluyan a través de cualquier transformador de corriente montado.
10
A pesar de todas las medidas descritas, la presencia de corrientes circulantes se pueden causar en diferentes partes de la carcasa de metal de la GIS que tiene un potencial ligeramente diferente a la tierra. A pesar de las
diferencias de voltaje resultante son pequeñas y, en general no afectará a un riesgo de electrocución, puentes metálicos accidentales de recintos adyacentes pueden causar molestas chispas
10.5 Cooperación entre el fabricante y el usuario de la GIS Por lo general, es el fabricante SIG quien define claramente lo que constituye la barra de tierra de la GIS y especifica lo que se requiere del usuario para conectar el conjunto de la GIS a la tierra de la subestación. Amplia documentación es necesaria para asegurar que ninguna de las conexiones propuestas de la barra de tierra principal de la red de conexión a tierra interfiere con las rutas requeridas de las corrientes cerradas o cualquier otra característica operativa del diseño de la GIS. Esto puede ser especialmente pertinente si la barra de tierra principal consiste en un sistema de interconexiones entre los componentes de la GIS y las estructuras, y las barras no separadas (bucle continuo de barra de tierra común) están amuebladas. Por lo general, el fabricante de GIS también ofrece, o es responsable de: a) Proporcionar la unión subconjunto a subconjunto para asegurar gradientes de tensión seguras entre todas las partes intencionalmente aterradas del ensamblaje de la GIS y entre las zonas y la barra de tierra de la GIS. b) Equipos conectores de acceso fácil de suficiente resistencia mecánica para resistir las fuerzas electromagnéticas y abuso normal, y que son capaces de llevar la falla de corriente máxima prevista en la parte del circuito sin sobrecalentamiento. c) Proporcionar caminos de tierra o conectores, o ambos, lo que permita, al menos, por dos rutas de acceso a tierra de la barra de tierra principal, o de cada caja metálica y auxiliares pieza de equipo de la GIS designado para una conexión a tierra de la subestación si la barra de tierra principal de el conjunto de la GIS en realidad no existe. d) Recomendar los procedimientos adecuados para las conexiones entre metales diferentes, por lo general entre un cable de cobre o de un conductor de tierra similares y recintos de aluminio. El usuario por lo general proporciona información sobre las fuentes de corriente de falla y la magnitud esperada y duración que deben ser considerados. Por otra parte, el usuario debe asistir al fabricante de la GIS en la revisión de todas las disposiciones propuestas para asegurar la conexión a tierra adecuada de interconexión de: a) Conexiones para la corriente de neutro a tierra de equipos o aparatos y para disipar los aumentos repentinos causados por rayos y conmutaciones en la GIS. b) Dispositivos para disipar los rayos y las corrientes transitorias de conmutación externas a la GIS. c) Requerimientos de reinstalación de protección, y que cumpla las disposiciones necesarias para las instalaciones telefónicas y de comunicación.
d) Conexiones a tierra a todos los apoyos a los marcos y estructuras, fundas metálicas, e instalación de blindaje para terminaciones de cables en su caso. e) Las conexiones con todos los caminos a tierra o los conectores suministrados por el fabricante de la GIS. f) Condiciones de seguridad para la tensión de paso y de tacto, en circunstancias normales y anormales de funcionamiento de la GIS. g) El cumplimiento de las especificaciones de puesta a tierra, de corregir las prácticas relacionadas con la conexión a tierra, según lo acordado por el fabricante de la GIS y el usuario. 10.6 Otros aspectos especiales de la puesta a tierra de las GIS Se deben tomar precauciones para evitar corrientes excesivas a ser inducida en los marcos adyacentes, estructuras, o el refuerzo de acero, y para evitar la creación de lazos de corriente a través de equipos de subestación, tales como transformadores o interruptores separados. Si existe la posibilidad de indeseables lazos de corriente a través de las conexiones a tierra, o si cualquier ruta de acceso de corriente sostenida en parte podría cerrar o pasar a través de las estructuras a tierra, el esquema de puesta a tierra de la subestación y la distribución física debe ser cuidadosamente revisados con el fabricante de la GIS. Igualdad de atención que se necesita en la proximidad de las discontinuidades en el recinto de puesta a tierra en los caminos las conexiones del transformador a la GIS y en los puntos de interfaz de conmutación convencionales para evitar corrientes circulantes en el interruptor automático y el tanque de acero del transformador. En su caso, todos los elementos de aislamiento debe ser capaz de soportar la diferencia de todo el potencial que puede ocurrir entre el sistema de tierra y lo externo a la GIS. En muchos casos, los transitorios muy rápidos generados por la conexión o por fallas en la GIS pueden causar tensiones transitorias muy altas para aparecer en estos puntos. Por ejemplo, el aislamiento de los cables del sistema de puesta a tierra de las tuberías de aceite de alta presión de la GIS implica a menudo dificultades. Aunque los terminales individuales HV o EHV pueden proporcionar una separación adecuada de las tierras externas (por la virtud de un diseño que por lo general incluye el uso de aisladores de la placa base fabricada en porcelana de alta tensión nominal o fibra de vidrio), a veces surgen problemas si el mismo nivel de aislamiento también se espera en la interfaz de otros puntos. Una de las áreas problema típico es la tubería auxiliar entre la cámara de aceite de terminales individuales GIS y la cámara de difusión de aceite en el extremo de un cable de tubería que frecuentemente se ramifica a una variedad de instrumentos de control de presión de aceite y los dispositivos de alarma (Graybill, Koehler, y Nadkarni, y Nicolás [B77]). Allí, el aislamiento de las piezas metálicas se realiza generalmente mediante los medios de cerámica o insertos de plástico. Adecuada distancia de fuga debe ser suficiente, si es posible. Para protegerse contra tensiones transitorias, otras precauciones podría ser necesario (Dick, Fujimoto, Ford y Harvey [B52], Ford y Geddes [B67]; Fujimoto, Croall, y Foty [B68]).
En éstas y otras muchas circunstancias, 11 una estrecha colaboración con el fabricante de los GIS en las primeras etapas del diseño es muy importante. 10.7 Notas sobre las fundaciones de puesta a tierra de la GIS Desde el camino de tierra de las corrientes de tierra se encuentra fuertemente afectada por la posición relativa de los objetos conductores que se encuentran en el suelo, más se debe prestar atención a aquellas partes del sistema de puesta a tierra de la GIS que incluyen discontinuidades, o cuando el diseño requiere un cambio brusco en la patrón de electrodos a tierra. Las siguientes circunstancias son motivo de preocupación. En el espacio limitado de subestaciones GIS, una parte sustancial de la zona de la subestación es a menudo ocupado por unos cimientos de concreto, que puede causar irregularidades en una ruta de acceso a la corriente de descarga. En este sentido, un monolito de concreto con losa de acero reforzado es ventajoso tanto como un dispositivo de conexión a tierra auxiliar y por motivos sísmicos. Si un piso de losa continuo se utiliza, un complemento en buena medida es atar la malla de refuerzo de acero a la barra de tierra común (barra de tierra principal) para que tanto el recinto GIS y el acero estructural sobre la base estén aproximadamente al mismo nivel de potencial. El supuesto es que esta medida debe producir una tierra mejor y las barras de refuerzo, estar considerablemente más cerca que los cables de una malla de tierra típica, deben producir más aun los potenciales dentro del suelo y en la superficie.12 Fundaciones GIS, que incluyen barras de refuerzo y otros metales, pueden actuar como electrodos de tierra auxiliares y pueden serlo a condición de que en ningún caso la descarga de la corriente daría lugar a un daño del concreto debido a un recalentamiento local o a una erosión gradual de las ligaduras concreto-acero. Para más detalles, consulte a 14,6.
11
El efecto directo del voltaje transitorio cerrado (TEV) en seres humanos no pueden ser mortales, pero su efecto secundario sobre el personal deberá ser de interés para el ingeniero de diseño y el fabricante. Además,
TEV podría requerir que los requisitos de compatibilidad electromagnética más estrictas sean considerados para el equipo auxiliar.
12
Se podría argumentar que la losa de concreto, al ser un conductor bastante bueno en sí, podría producir una tensión más uniforme a nivel del suelo si no hay corriente ajustada en las barras de refuerzo del sistema de tierra. Si las barras están conectadas, el campo eléctrico en la tierra entre las barras de la losa y la red subyacente sería cero. (En ambos tableros se encuentran al mismo potencial, apenas corriente ajustado fuera
de las barras, en el concreto y hacia la rejilla de tierra.) Por lo tanto, el hormigón con barras de refuerzo producirá un campo potencial sustancialmente uniforme en toda la superficie del piso.
10.8 Tensión de toque criterios para GIS Aunque el fabricante GIS en general, los diseños del equipo para cumplir los requisitos ya mencionados para la operación segura y por lo general la mayoría lleva a cabo, si no todos, los cálculos que son necesarios para determinar las tensiones de la envoltura y las corrientes durante las fallas, todavía hay circunstancias en las que el usuario tiene que determinar que toda la instalación es segura. Tener esta posibilidad en mente, algunos de los aspectos críticos de la interconexión de las GIS con un sistema de tierra se analizan brevemente a continuación. Una cierta paradoja, inherente al diseño de GIS, se puede producir cuando se trata de determinar el mejor concepto de aterramiento de GIS. En contraste con la sabiduría general de que una conexión grande a tierra equivale necesariamente a una buena práctica de puesta a tierra, la corriente generada en los recintos GIS que circula durante una falla también debe ser tomada en cuenta. Para tener en cuenta son: 1) cuando estas corrientes se distribuirá, y 2) dónde y hasta qué punto el ingeniero de diseño o el fabricante de GIS, o ambos, prefieren estas corrientes a circular. Típicamente, en un diseño de cerramiento continuo, la trayectoria de las corrientes cerradas incluye algunos elementos estructurales del marco de las GIS y los cerramientos mismos. Con cada cerramiento de fase vinculada a los cerramientos de las fases adyacentes en ambos extremos, varios bucles se forman. Debido a un corte transversal de los mencionados miembros estructurales generalmente mucho menor que el del cerramiento y comparable a la de las tiras que conectan a tierra el ensamblaje de la GIS a una malla de tierra (y para el caso, también a las barras de refuerzo de la cimentación de concreto), varias preguntas se deben responder: a) Si las corrientes se dividen y el flujo a través de todos los caminos metálicos disponibles, ¿qué porcentaje se espera que entre las corrientes que circulan en el ensamblaje de la GIS y los que circulan a través de una conexión a tierra? b) ¿Cuánta corriente que circula a través de un bucle de conexión a tierra es demasiada? c) Debería la GIS diseñada para ser seguro, si no hubiera corriente circulante (al menos por un fallo externo) a través de las conexiones a tierra? d) Y, por último, ¿cuánto se necesita de conexión a tierra para el mejor equilibrio entre las necesidades operativas y de seguridad relacionadas? En la actualidad, no existen respuestas claras y soluciones a las cuestiones mencionadas anteriormente. Algunos fabricantes prefieren suministrar una barra de tierra especial (barra de tierra principal) como parte del paquete de la GIS, claramente designada, con puntos de conexión a tierra. Otros no usan ninguna barra de tierra principal en absoluto, sino simplemente designan a determinados puntos del cerramiento los puntos de aterramiento y dejan que la utilidad complete la puesta a tierra. En cualquier caso, se hace necesario limitar la corriente por el cuerpo a un valor en un rango de miliamperios, mientras que las corrientes de falla que son de gran preocupación desde cientos a miles de amperios. Por lo tanto, uno puede asumir con seguridad que la diferencia
de potencial existente antes de un contacto no cambiaría mientras le abre la corriente a través de un camino alternativo incluso el cuerpo. Luego el caso de una persona que toque la cubierta metálica GIS se puede reducir al problema de encontrar la caída de voltaje entre dos puntos de contacto a lo largo de uno o dos cajas y una tierra común. Por el lado de contacto a los pies hechas por una persona de pie en una superficie no metálica (por ejemplo, una losa de hormigón o la capa de suelo por encima de la rejilla de puesta a tierra), sólo una pequeña modificación del criterio de aplicación de la ecuación (32) y la ecuación (33) se requiere a fin de tener en cuenta la altura de caída de tensión inductiva que ocurren dentro del ensamblaje de la GIS. El criterio de tensión de contacto para la GIS es
(36) Donde Et es la máxima tensión de contacto, según lo determinado por el punto por debajo de los pies de una persona E' to max es el valor máximo (predominantemente inductivo) de diferencia de tensión metal-metal en GIS y entre cerramientos, o entre estos recintos y las estructuras de soporte, incluidos los miembros horizontal o vertical para que se diseña el montaje GIS En situaciones prácticas, como se muestra en la Figura 16, una multiplicidad de caminos de retorno y considerable acoplamiento transversal (cruzamientos) se produce. Esto hace difícil el cálculo de las corrientes inducidas en sentido longitudinal y para algunas fallas externas a distancia a menudo poco práctico, como demasiados parámetros permanecen sin definir. Por regla general, a causa de una gran variedad de posibles arreglos físicos del ensamblaje de la GIS, los fabricantes de GIS realizan cálculos para determinar los parámetros básicos de diseño, tales como separación y el emplazamiento de las conexiones. 10.9 Recomendaciones Las siguientes recomendaciones deben ser consideradas para las instalaciones de GIS: Al aplicar el criterio de la tensión de contacto ecuación (36), los siguientes hechos deben ser considerados. a) El caso de un fallo interno con retorno por tierra requiere la adición de la caída de tensión resistiva e inductiva a la caída de resistencia que representa la diferencia de potencial entre el suelo de la subestación y el punto bajo los pies de una persona. Esto generalmente no es necesario a las fallas externas a la GIS. Por un fallo externo de línea a tierra, las tensiones inducidas en la envoltura debería ser evaluada para un contacto de mano-a-mano metal-a-metal, pero el cálculo de tensiones de paso y contacto en la superficie de la tierra es la misma que para las instalaciones convencionales [es decir, el término inductivo E’ to max en la ecuación (36) es cero].
b) Al evaluar la magnitud de las tensiones, causadas por fallas externas a las GIS, sólo el caso de un primer plano en el fallo [caso (B) en la Figura 16] debe ser analizada porque remota fallas externas causará menos problemas.
Figura 16 - típicas fallas en las GIS
11. Selección de Conductores y Conexiones En la evaluación del material del conductor al tamaño o al límite de temperatura máxima permisible debe aplicarse en situaciones de diseño individual, la elección final debe reflejar siempre las consideraciones expuestas desde 11.1 a 11.4 11.1 Requisitos Básicos Cada elemento del sistema de puesta a tierra, incluyendo los conductores de la malla, las conexiones, las conexión a tierra, y todos los electrodos primarios, deberán estar diseñados de modo que cumplan con la vida de diseño previsto de la instalación, el elemento será: a) Contar con la conductividad suficiente, por lo que no va a contribuir sustancialmente a las diferencias de voltaje local. b) Resista la fusión y el deterioro mecánico bajo la combinación más desfavorable de magnitud y duración de una falla. c) Ser mecánicamente fiables y robustos en un alto grado. d) Ser capaz de mantener su función, incluso cuando son expuestos a la corrosión o abuso físico.
11.2 Elección del Material para los Conductores y los Problemas Relacionados con la Corrosión 11.2.1 Cobre El cobre es un material común usado para aterramiento. Los conductores de cobre, además de su alta conductividad, tienen la ventaja de ser más resistentes a la corrosión subterránea porque el cobre es catódico con respecto a la mayoría de los metales que puedan ser enterrados en las proximidades. 11.2.2 Cobre Revestido de Acero El cobre revestido de acero se utiliza generalmente para las barras enterradas y en ocasiones incluso para las mallas de tierra, sobre todo cuando el robo es un problema. El uso de cobre, o en menor grado-de cobre revestido de acero, por lo tanto asegura que la integridad de una malla de tierra enterrada se mantendrá durante años, siempre y cuando los conductores sean de un tamaño adecuado y no estén dañados y las condiciones del suelo no sean corrosivas para los materiales utilizados. 11.2.3 Aluminio El aluminio se utiliza para redes de tierra con menos frecuencia. Aunque a primera vista el uso de aluminio sería una elección natural para equipos GIS con cerramientos de aluminio o aleaciones de aluminio, están las siguientes desventajas a considerar: a) El aluminio se puede corroer en ciertos suelos. La capa de de corrosión del material de aluminio es no conductivo a todos los efectos prácticos de puesta a tierra. b) La corrosión gradual causada por la corriente alterna también puede ser un problema en determinadas condiciones. Por lo tanto, el aluminio debe usarse sólo después de una investigación completa de todas las circunstancias, a pesar de que, como el acero, se aliviaría el problema de contribuir a la corrosión de otros objetos enterrados. Sin embargo, el aluminio es anódico a muchos otros metales, incluyendo el acero y, de ser interconectados a uno de estos metales en la presencia de un electrolito, el aluminio se sacrificará para proteger al metal. Si el aluminio se usa, la alta pureza en grados del conductor eléctrico se recomienda ya que sigue siendo el más adecuado que la mayoría de las aleaciones. 11.2.4 Acero El acero puede ser usado para los conductores de la red de tierra y varillas. Por supuesto, este diseño requiere que se preste atención a la corrosión del acero. El uso de un acero galvanizado o resistente a la corrosión, en combinación con la de protección catódica, es típico de los sistemas de puesta a tierra de acero (Mahonar y Nagar [B101]).
11.2.5 Otras consideraciones Una red de cobre o de cobre revestido de acero forma una pila galvánica con estructuras de acero enterradas, tuberías, y cualquiera de las aleaciones de plomo que pueden estar presentes en las vainas de cable. Esta pila galvánica puede acelerar la corrosión de este último. Estañar el cobre se ha intentado por algunos de los servicios públicos. Esto reduce el potencial de la pila con respecto al acero y el zinc en un 50% y prácticamente elimina esta posibilidad con respecto al plomo (estaño siendo un poco de sacrificio al plomo). La desventaja de usar un conductor de cobre estañado es que se acelera y se concentra la corrosión natural, causada por los químicos en el suelo, del cobre en cualquier pequeña área desnuda Otros métodos de uso frecuente son: a) El Aislamiento de las superficies del metal de sacrificio con una capa como de cinta de plástico, compuesto de asfalto, o ambos. b) Enrutamiento de elementos metálicos enterrados de modo que cualquier conductor de base de cobre cruce líneas de tubería de agua u objetos similares hechas de otros metales no recubiertos tan cerca como sea posible en ángulo recto, y luego aplicar una capa de aislamiento a uno de los metales o al otro en dónde este la proximidad. La capa aislante se aplica generalmente a la tubería. c) La protección catódica mediante ánodos de sacrificio o de sistemas de corriente impresa. d) El uso de tuberías y conductos no-metálicos. En GIS, el uso de protección catódica también puede ser necesaria por otras razones. La protección catódica se utiliza comúnmente para proteger las instalaciones que son externos a los GIS, tales como cables de tipo tubería a presión, cables blindados, etc. Debido a la complejidad de las instalaciones de GIS, es esencial considerar todos los aspectos de la prevención de la corrosión antes de diseñar el sistema de puesta a tierra. Directrices específicas son difíciles de establecer porque las condiciones de la subestación pueden ser diferentes debido a su ubicación y aplicación en el sistema de energía eléctrica. El tema de la tierra en virtud de la corrosión y protección catódica es complejo. Muchos estudios se han realizado y se ha publicado mucho sobre este tema. Una discusión detallada de estos fenómenos está más allá del alcance de esta guía. 11.3 Factores de Tamaño del Conductor 11.3.1 Corrientes Simétricas El corto tiempo de aumento de la temperatura en un conductor de tierra, o el tamaño del conductor necesarias es función de la corriente del conductor, y se puede obtener de la ecuación (37) a la (42), que se toman de la derivación por Sverak [B133]. Estas ecuaciones también se incluyen en el Apéndice B en IEEE Std 837-1989. Estas ecuaciones evalúan la capacidad de corriente de cualquier conductor para los que las constantes de materiales son conocidos, o puede ser determinado por el cálculo. Constantes del material de los materiales de puesta a tierra de uso común se muestran en la Tabla 1. Las ecuaciones (37) a la (42) se derivan de las corrientes simétricas (sin desplazamiento DC).
Dónde I es la corriente rms en kA 2 A mm es la sección transversal del conductor en mm2 Tm es la temperatura máxima admisible en °C Ta es la temperatura ambiente en °C Tr es la temperatura de referencia para las constantes de material en °C αo es el coeficiente térmico de resistividad a 0 °C en 1/°C αr es el coeficiente térmico de resistividad a una temperatura de referencia T r en 1/°C ρr es la resistividad del conductor de tierra a una temperatura de referencia T r en μΩ-cm Ko 1/α o ó (1/α r ) – T r en ºC Tc es la duración de la corriente en s TCAP es la capacidad térmica por unidad de volumen de la tabla 1, en J/ (cm3·ºC) (se describe en 11.3.1.1) Cabe señalar que α r y ρ r ambos se encuentran a la misma temperatura de referencia de T r ºC. La Tabla 1 proporciona datos para α r y ρ r a 20 º C. Si el tamaño del conductor se da en kcmils (mm2 kcmils = 1,974), la ecuación (37) se convierte en (38)
a) De las normas de ASTM. b) Barras de cobre revestido de acero sobre la base de 0,254 mm (0,010 in) de espesor de cobre. c) Varilla de acero inoxidable revestido sobre la base de 0,508 mm (0,020 in) No. 304 de acero inoxidable de espesor sobre núcleo de acero N º 1020.
Las ecuaciones (37) y (38), en relación con la ecuación (39) (que define TCAP), reflejan dos hipótesis base a) Que todo el calor se mantendrá en el conductor (proceso adiabático). b) Que el producto del calor específico (SH) y el peso específico (SW), TCAP, es aproximadamente constante dado que los incrementos SH y SW disminuye en la misma tasa. Para la mayoría de los metales, estas premisas son aplicable en un rango de temperaturas bastante amplia, siempre y cuando la duración de la falla es de unos pocos segundos. 11.3.1.1 Formulaciones Alternas TCAP puede ser calculado para los materiales que no figuran en la tabla 1 del calor específico y peso específico. El Calor específico, SH, en cal/ (grams ºC) y peso específico, SW, en gram/cm3 están relacionados con la capacidad térmica por unidad de volumen en J/ (cm3 ºC) como sigue: 4.184 J = 1 caloría Por lo tanto, se define por TCAP; TCAP [cal/ (cm3 · ºC)] = SH [cal/ (gram · ºC)] * SW (gram/cm3) ó TCAP [J/ (cm3 ·ºC)] = 4.184 (J/cal) * SH [(cal/ (gram · ºC)] * SW (gram/cm3)
(39)
Una vez que se determina TCAP, la ecuación (37) y (38) se puede utilizar para determinar la capacidad de corriente del conductor. La ecuación (37) y (38) se puede arreglar para dar el tamaño del conductor requerido como una función de la corriente del conductor
Ejemplo: Una tabulación se puede hacer, utilizando la ecuación (41) y la tabla 1, para obtener datos para el 30% y el 40% de acero con revestimiento de cobre, y el 100% y el 97% de conductores de cobre. Por ejemplo, para calcular el tamaño para 1 s de un conductor de acero revestido de cobre al 30%, se obtiene
t c = 1.0, α 20 = 0.003 78, ρ 20 = 5.86, TCAP = 3.85, T m = 1084, T a = 40, K 0 = 245 Así, para I = 1 kA y utilizando la ecuación (41)
11.3.1.2 Simplificación de la Fórmula La fórmula en Unidades Inglesas se puede simplificar a lo siguiente:
Dónde A kcmil es el área del conductor en kcmil I es la corriente rms de falla en kA es la duración de la corriente de falla en s Tc Kf es la constante de la tabla 2 para el material en varios valores de Tm (la temperatura de fusión o la temperatura del conductor limitada, basada en 11.3.3) y utilizando la temperatura ambiente (T a ) de 40ºC
Ver 11.3.3 para los comentarios sobre la selección del material.
Ejemplos: Utilizando la ecuación (42) de 20 kA, para una falla de 3 s a) Para cobre suave elaborado i. = 242.5 kcmil ii. use 250 kcmil b) Para conductor de acero de cobre revestido al 40% de conductividad = 362.0 kcmil use 19 conductores /#7 c) Para conductor de acero
= 552.5 kcmil use conductor de 7/8 pulgadas de diámetro También se puede comparar las corrientes de fusión de un tamaño de conductor establecido por períodos de tiempo diferentes. Usando un conductor 4 / 0 AWG (211,6 kcmil) de cobre suave elaborado como ejemplo
El tamaño del conductor que tiene seleccionado es normalmente mayor que el basado en la fusión a causa de factores tales como: a) El conductor debe tener la fuerza para resistir todas las previsiones de abuso mecánico y corrosivo durante la vida útil de diseño de la instalación de puesta a tierra. b) El conductor debe tener una conductividad bastante alta para prevenir cualquier posible caída de tensión peligrosa durante una falla, para la vida de la instalación de puesta a tierra. c) La necesidad de limitar la temperatura del conductor (véase 11.3.3). d) Un factor de seguridad debe aplicarse al sistema de puesta a tierra al igual que como otros componentes eléctricos. 11.3.2 Corrientes Asimétricas 11.3.2.1 Uso del Factor de Disminución En los casos en que se constituya una posible componente de desplazamiento DC, en la corriente de falla deseada, un valor equivalente de la corriente simétrica,I F , que representa el valor efectivo de una corriente integrada asimétrica durante la duración de la falla, t c , se puede determinar en función de X / R utilizando el factor de disminución D f , ecuación (79) en 15,10, antes de la aplicación de la ecuación (37) hasta la (42).
El valor resultante de I F es siempre mayor porque el factor de disminución se basa en una hipótesis muy conservadora de que el componente de corriente alterna no se descompone con el tiempo, pero sigue siendo constante en su valor inicial sub-transitoria. 11.3.2.2 Usando las Tablas de Corrientes Asimétricas Debido a que el desplazamiento DC en la corriente de falla hará que el conductor pueda llegar a una temperatura más elevada para las condiciones de la misma falla (duración de la corriente de falla y la magnitud), la ecuación (43) determina un valor equivalente de la corriente simétrica en presencia del desplazamiento DC. Además, si está presente, el
desplazamiento DC dará lugar a fuerzas mecánicas y de energía absorbida siendo casi cuatro veces el valor que para el caso de una corriente simétrica equivalente. Sin embargo, el efecto del desplazamiento DC puede pasarse por alto si la duración de la corriente es mayor o igual a 1 s o la relación X / R de la ubicación de la falla es menor que 5. Las características de fusión de los distintos tamaños de conductor de cobre con diferentes grados de desplazamiento DC se presentan en las Tabla 3 a la 6. Estas características de fusión se han derivado teóricamente, y luego ampliamente verificado experimentalmente (Reichman, Vainberg, y Kuffel [B122]). Tabla 3 -- Capacidad de transporte de corriente definitivo de cables de cobre de puesta a tierra; valores RMS de corrientes, a la frecuencia de 60 Hz, X / R = 40; corriente en kiloamperes
Tabla 4 -- Capacidad de transporte de corriente definitivo de cables de cobre de puesta a tierra; valores RMS de corrientes, a la frecuencia de 60 Hz, X / R = 20; corriente en kiloamperes
Tabla 5 -- Capacidad de transporte de corriente definitivo de cables de cobre de puesta a tierra; valores RMS de corrientes, a la frecuencia de 60 Hz, X / R = 10; corriente en kiloamperes
Tabla 6 -- Capacidad de transporte de corriente definitivo de cables de cobre de puesta a tierra; valores RMS de corrientes, a la frecuencia de 60 Hz, X / R = 0; corriente en kiloamperes
NOTAS 1. Los valores de corrientes de la tabla 3 a la 6 fueron calculados con el programa de computadoras RTGC (Reichman, Vainberg, y Kuffel [B122]). Este programa puede ser utilizado directamente para determinar el tamaño del cable de puesta a tierra requerido para conocer la relación X / R y el tiempo de despeje de la falla. 2. La corriente se calcula para un máximo de desplazamiento DC (véase 15.10). 3. La temperatura del conductor inicial = 40 °C, temperatura del conductor final = 1083 °C. 4. Los Valores métricos son conversiones suaves. La Conversión suaves es un cálculo de área directa, en unidades métricas, de la medida de AWG.
11.3.3 Factores adicionales de Tamaño de Conductor El diseñador debe tomar precauciones para asegurar que la temperatura de cualquier conductor y conexión en la instalación de puesta a tierra no represente un peligro para la operación segura de la subestación. Por ejemplo a) En general, los conductores y las conexiones cerca de materiales inflamables deben estar sujetos a las limitaciones de temperatura más estrictas. b) Si la elaboración del conductor en cobre duro (mayor fuerza) es necesario por razones mecánicas, entonces puede ser prudente no exceder de 250 ºC para prevenir el recocido de los conductores. La posible exposición a un ambiente corrosivo debe ser examinada cuidadosamente. Aun cuando el método de selección del tamaño del conductor y de la unión (conexión) sea correcta, cumplan con todos los requisitos de ensayo IEEE Std 837-1989, puede ser prudente elegir un tamaño más grande de conductor para compensar una reducción gradual de la sección del conductor durante la vida útil de la instalación en donde el ambiente del suelo tiende a promover la corrosión. Los conductores enterrados desde un equipo a la malla de tierra pueden ser sometidos a la corriente de falla total en la red, mientras que la malla se divide esta corriente de manera que cada segmento de conductor en la red sólo este sometido a una fracción de la corriente total de falla. Así, los conductores enterrados, deberán tener que ser más grandes que los conductores de la malla o deberán tener que ser múltiples desde el equipo a la malla para tener suficiente capacidad de corriente para soportar la corriente de falla total. Los conductores de cable de tierra rara vez conducen la corriente de un relámpago esto no exige una mayor consideración. El tamaño del conductor, que se selecciona de acuerdo a las necesidades de corrientes de falla, por lo general también es adecuado para llevar a tiempo las alteraciones causadas por un rayo (Bellaschi [B6]). En la práctica, los requisitos sobre la fiabilidad mecánica establecerá el tamaño mínimo del conductor. Aunque podría parecer apropiado para el diseñador de establecer los tamaños mínimos en función de las condiciones locales, la necesidad de la conservación merece consideración. Algunas de las razones específicas son: a) Un mal funcionamiento de un Relé puede resultar en la duración de una falla en exceso de los tiempos de compensación primaria. El tiempo de respaldo de despeje suele ser adecuado para el dimensionamiento del conductor. Para pequeñas subestaciones, esto puede acercarse a 3 s o más. Sin embargo, las grandes subestaciones, debido a que tienen sistemas de protección complejos o redundantes, normalmente la falla en general, se despejara en 1 s o menos. b) El último valor de corriente utilizado para determinar el tamaño del conductor debe tener en cuenta la posibilidad de crecimiento futuro. Es menos costoso incluir un margen adecuado en el tamaño del conductor durante el diseño inicial que tratar de reforzar una malla de tierra en una fecha posterior. 11.4 Selección de Conexiones Todas las conexiones que se realizan en una red de puesta a tierra por encima y por debajo de la tierra deben ser evaluadas para cumplir los mismos requisitos generales de los
conductores utilizados, es decir, la conductividad eléctrica, resistencia a la corrosión, capacidad de carga de corriente, y resistencia mecánica. Estas conexiones deberán ser lo suficientemente solida como para mantener un aumento de temperatura inferior al del conductor y de resistir el efecto de la calefacción. Las conexiones también debe ser lo suficientemente fuerte para soportar los esfuerzos mecánicos causados por las fuerzas electromagnéticas de un máximo de corrientes de falla y esperar ser capaz de resistir la corrosión durante la vida prevista de la instalación. El Std 837-1989 de la IEEE proporciona información detallada sobre la aplicación y comprobación de las conexiones permanentes para su uso en mallas de tierra de subestación. Las conexiones de tierra que pasa el Std 837-1989 de la IEEE para un determinado rango de tamaño y material de conductor debe satisfacer todos los criterios de conductividad eléctrica, resistencia a la corrosión, capacidad de corriente de carga, y fuerza mecánica para el mismo rango de tamaño y material de conductor. 12. Características del suelo 12.1 El suelo como medio de conexión a tierra El comportamiento de un electrodo (de tierra) enterrado en el suelo puede ser analizado mediante el circuito de la figura 17. Como puede observarse, la mayoría de los suelos se comportan tanto como conductor de resistencia, r, como un dieléctrico. A excepción de alta frecuencia y picos que penetran un material de suelo muy resistente, la corriente de carga es despreciable en comparación con la corriente de fuga, y la tierra puede ser representada por una resistencia pura.
Figura 17 - modelo del suelo
12.2 Efectos del gradiente de voltaje La resistividad del suelo no se ve afectada por un gradiente de potencial a menos que el último es superior a un cierto valor crítico. El valor varía un poco con el material del suelo, pero por lo general tiene la magnitud de varios kilovoltios por centímetro. Una vez superado, arcos a tierra se desarrollan en la superficie del electrodo a fin de aumentar el tamaño efectivo de los electrodos, hasta que los gradientes se reducen a valores que el material del suelo puede soportar. Esta condición es ilustrada por la presencia de brechas en la Figura 17. Debido a que el sistema de puesta a tierra de la subestación normalmente está diseñado para cumplir con los criterios más rigurosos de tensiones de toque y de paso límites, el gradiente siempre se puede suponer por debajo del rango crítico.
12.3 Efecto de la intensidad de la corriente La resistividad del suelo en las inmediaciones de los electrodos a tierra puede verse afectada por la corriente que fluye de los electrodos a el suelo circundante. Las características térmicas y el contenido de humedad del suelo se determinarán si una corriente de una determinada magnitud y duración será causa significativa de secado y así aumentar la resistencia efectiva del suelo. Un valor conservador de la densidad de corriente, tal como lo indicó Armstrong [B4], no es superior a 200 A/m2 por 1 s. 12.4 Efecto de la humedad, temperatura y composición química La conducción eléctrica en los suelos es esencialmente electrolítica. Por esta razón, la resistividad de la mayoría de los suelos se eleva abruptamente cuando los valores del contenido de humedad es menor del 15% del peso del suelo. La cantidad de humedad dependerá además del tamaño del grano, compactación, y la variabilidad de los tamaños del grano. Sin embargo, como se muestra en la curva 2 de la Figura 18, la resistividad se ve poco afectada una vez que el contenido de humedad supera aproximadamente el 22%, como se muestra en el estándar IEEE 142-1991. El efecto de la temperatura sobre la resistividad del suelo es casi insignificante para temperaturas por encima del punto de congelación. A 0 ° C, el agua en la tierra comienza a congelar y la resistividad aumenta con rapidez. La curva 3 muestra esta variación típica de un suelo franco arenoso con un 15,2% de humedad en peso.
Figura 18-Efectos de la humedad, la temperatura y sal sobre la resistividad del suelo
La composición y la cantidad de sales solubles, ácidos o álcalis presentes en el suelo puede afectar considerablemente su resistividad. La curva 1 de la figura 18 muestra un efecto típico de la sal (cloruro de sodio) en la resistividad de un suelo que contiene 30% de humedad en peso (Towne [b147]). Figura 18 no debe ser utilizado para el cálculo. Para determinar la resistencia real del suelo, pruebas como las descritas en la norma IEEE 81-1983 se debe realizar en el sitio. 12.5 El uso de la capa superficial de material Grava o revestimientos de superficie del material, generalmente alrededor de 0.08-0.15 m (3-6 in) de profundidad, son muy útiles para retardar la evaporación de la humedad y, por tanto, al limitar el secado de las capas de tierra vegetal durante períodos de tiempo seco prolongado Además, como se explica en 7.4, cubriendo la superficie con un material de alta resistividad es muy valiosa en la reducción de las corrientes de choque. El valor de esta capa en la reducción de las corrientes de choque no siempre es plenamente efectivo. Las pruebas realizadas por Bodier [B14] en una subestación en Francia mostró que la grava de río utilizada en la superficie del patio cuando se humedecía había una resistencia de 5000 Ω · m. Una capa de 0.1-0.15 m (4-6 pulgadas) de espesor disminuye el factor de peligro (relación de corriente de cortocircuito al cuerpo) en una proporción de 10:1, en comparación con el suelo húmedo natural. Las pruebas realizadas por Langer [B96] en Alemania, comparando corrientes del cuerpo al tocar un hidrante mientras que se coloca sobre grava gruesa mojada de 6000 Ω · m de resistividad con las corrientes del cuerpo mientras está parado en césped seco. La corriente en el caso del césped seco fue del orden de 20 veces el valor de la grava gruesa húmeda. Las pruebas reportadas por otros constituyen una nueva confirmación de estos beneficios (Elek [B54]; EPRI TR-100863 [B64]). Al basar los cálculos en el uso de una capa de material de superficie limpia o grava, se debe considerar la posibilidad de que el aislamiento pueda deteriorarse en parte mediante el llenado de los huecos por la compresión de las capas más bajas de lastre en el suelo debajo por el material de las excavaciones posteriores, si no se retira cuidadosamente, y en algunas zonas por el asentamiento de polvo en el aire. El rango de valores de resistividad de la capa de material de superficie depende de muchos factores, algunos de los cuales son los tipos de piedra, tamaño, estado de la piedra (Es decir, limpio o con aletas), cantidad y tipo de contenido de humedad, contaminación atmosférica, etc. La tabla 7 indica que la resistividad del agua con la que la roca está mojada tiene una influencia considerable sobre la resistividad medida de la capa de material de la superficie. Por lo tanto, el material de superficie sometido a espuma del mar puede tener la resistividad sustancialmente más baja que el material de superficie utilizado en ambientes áridos. Como se indica en la tabla 7, las condiciones locales, el tamaño y tipo de piedra, etc., pueden afectar al valor de la resistividad. Por lo tanto, es importante que la resistividad de la muestra de rocas típicas del tipo a ser utilizado en una zona determinada sea medida. En la tabla 7 se dan los valores típicos de resistividad para diferentes tipos de material de superficie medidas por varias partes diferentes en las distintas regiones de los Estados Unidos (Abledu y Laird [B2]; EPRI TR-100863 [B64]; Hammond y Robson [B78]; Thompson [B145] [B146]). Estos valores no son válidos para todos los tipos y tamaños de piedra en una
región determinada. Las pruebas se deben realizar para determinar la resistencia de la piedra normalmente adquirida para la utilidad. 13. Estructura del suelo y selección del modelo de suelo 13.1 Investigación de la estructura del suelo Las investigaciones de resistividad de un área de la subestación son esenciales para determinar tanto la composición del suelo general como el grado de homogeneidad. Simples muestras de ensayo y otras investigaciones geológicas a menudo proporcionan información útil sobre la presencia de varias capas y la naturaleza del material del suelo, lo que lleva al menos a algunas ideas en cuanto a la gama de la resistividad en el sitio. Tabla 7- resistividades típicas de materiales de superficie
#
Descripción del material de superficie (estado EE.UU., donde se encuentra)
1
Granito triturado con aletas (Carolina del Norte)
2 3
Granito triturado de 1.5 in (0.04 m) con aletas (Georgia)
Granito de 0.75 –1 in (0.02–0.025 m) con aletas (California)
Resistividad de la muestra Ω · m Seco
Húmedo
140 × 106
1300 (agua subterránea, 45 Ω·m)
4000
1200 (agua de lluvia, 100 W)
—
6513 (10 minutos después de drenaje del agua 45 m Ω)
(1.5 a 4.5 )×
0.05 m) (Georgia)
106
5000 (agua de lluvia, 100 Ω·m)
5
Granito lavado #3 (2–4 in) (0.05-0.1 m) (Georgia)
(2.6 a 3) ×
10 000 (agua de lluvia, 100 Ω·m)
6
Piedra caliza lavada Tamaño desconocido (Michigan)
7 × 106
2000–3000 (agua subterránea, 45 Ω·m)
7
Granito lavado, similar a la grava de 0,75 in (0,02 m)
2 × 106
10 000
Granito lavado, similar a la gravilla Granito lavado #57 (0.75 in) (0.02
40 × 106
5000
190 × 106
8000 (agua subterránea, 45 Ω·m)
Asfalto
(2 a 30) × 106
10 000 a 6 × 106
Concreto
1 × 106 a 1 × 9a 10
21 a 100
4
8 9 10 11
Granito lavado #4 (1 -2 in) (0.025-
m) (Carolina del Norte)
106
a
cemento secado al horno (Hammond y Robson [B78]). Los valores para hormigón curado al aire puede ser mucho menor debido a contenido de humedad.
13.2 Clasificación de los suelos y rango de resistividad Una serie de tablas existen en la literatura que muestran los rangos de resistividad de varios suelos y rocas. La tabulación de Rüdenberg [B125] tiene la ventaja de la simplicidad extrema. Unos datos más detallados están disponibles en los manuales de ingeniería y publicaciones (por ejemplo, Sunde [B130] y Wenner [B150]). Véase la tabla 8.
13.3 Mediciones de Resistividad Estimaciones basadas en la clasificación del suelo producen sólo una aproximación de la resistividad. Pruebas reales de resistividad por lo tanto son imprescindibles. Éstas deben hacerse en un número de plazas dentro del sitio. Sitios en subestaciones donde el suelo posea resistividad uniforme en todo el territorio y hasta una profundidad considerable rara vez se encuentran. Normalmente, hay varias capas, cada una con diferente resistividad. A menudo, los cambios laterales también ocurren, pero en comparación con las verticales, por lo general estos cambios son más graduales. Las pruebas de suelo de resistividad deben hacerse para determinar si hay variaciones importantes de la resistividad con la profundidad. El número de lecturas que se tomen deben ser mayores cuando las variaciones son grandes, especialmente si algunas lecturas son tan altas como para sugerir un problema de seguridad posible. Tabla 8- Rango de Resistividad de la tierra Tipo de tierra Suelo Orgánico Húmedo Suelo Húmedo
Resistividad Media (Ω · m) 10
102
Suelo Seco
103
Roca de Fondo
104
Si la resistividad varía sensiblemente con la profundidad, a menudo es conveniente utilizar una gama más amplia de separación de la sonda con el fin de obtener una estimación de la resistividad de las capas más profundas. Esto es posible porque, como la separación de la sonda es mayor, la fuente de corriente de prueba penetra más y en zonas más distantes, tanto en las direcciones vertical y horizontal, independientemente de lo mucho que la ruta de la corriente se distorsione debido a las condiciones variables del suelo (Manual de Pruebas de Resistencia de Tierra [B102]). Un número de técnicas de medición se describen en detalle en el IEEE Std 81-1983. El método Wenner de cuatro puntas, como se muestra en la Figura 19, es la técnica más utilizada. En resumen, cuatro sondas se entierran en la tierra a lo largo de una línea recta, a distancias iguales, a una profundidad b. La tensión entre los dos electrodos interiores (potencial) medida se divide entre la corriente entre los dos electrodos exteriores (corriente) para dar un valor de la resistencia R.
Figura 19 - Método Wenner de cuatro puntas
Entonces,
(44)
Donde, ρa R a b
es la resistividad aparente del suelo en Ω · m es la resistencia medida en Ω es la distancia entre los electrodos adyacentes en m es la profundidad de los electrodos en m
Si b es pequeño comparado con a, como es el caso de las sondas que penetran el suelo a poca distancia, la ecuación (44) se puede reducir a (45)
La corriente tiende a fluir cerca de la superficie para las separaciones pequeñas de las sondas, mientras que la corriente penetra más profunda en el suelo para espaciamientos mas grandes. Por lo tanto, suele ser una aproximación razonable suponer que la resistividad medida para un espaciamiento de sonda dado representa la resistividad aparente del suelo a una profundidad cuando el contraste de resistividad entre las capas no son excesivas. Las ecuaciones (44) y (45) por lo tanto se puede utilizar para determinar la resistividad aparente ρ a en una profundidad a. Schlumburger Palmer-[B119] es una versión modificada del método de Wenner. Este método proporciona una mayor sensibilidad para el espaciamiento de la sonda grande, como se describe en IEEE Std 81-1983. Otro método para medir la resistencia del suelo, como se muestra en la Figura 20 y se describe en IEEE Std 81-1983, es el método de la varilla impulsada basada en los tres puntos o método de caída de potencial (Blattner [B11] [B12]; Purdy [B121]). En este método, el Lr profundidad de la varilla impulsada situada en el suelo a probar es variada. Las otras dos barras, conocidas como barras de referencia, son impulsadas a una profundidad de poca profundidad en una línea recta. La ubicación de la varilla de tensión es muy variada entre la varilla y la varilla de prueba de corriente. Como alternativa, la barra de tensión puede ser colocada en el lado opuesto de la barra de corriente. La resistividad aparente está dada por
(46)
Donde Lr d
es la longitud de la varilla en m es el diámetro de la varilla en m
Un argumento de la medida del valor de resistividad aparente ρ a frente a la longitud de la varilla Lr proporciona una ayuda visual para determinar las variaciones de resistividad de la tierra con la profundidad. Las pruebas realizadas por la Universidad del estado de Ohio [B62] han demostrado que cualquiera de los dos métodos sea el método de Wenner o la varilla impulsada puede proporcionar la información necesaria para desarrollar un modelo de suelo.
Figura 20-Diagrama del circuito durante el método de varilla impulsada o tres puntos
El método Wenner es el método más popular en uso. Hay una serie de razones para esta popularidad. Este método obtiene los datos de resistividad del suelo de las capas más profundas sin tener que manejar las puntas de prueba para esas capas. No se necesita equipo pesado para realizar la prueba de cuatro pines. Los resultados no se ven muy afectados por la resistencia de las clavijas de prueba o los agujeros creados en la conducción de las clavijas de prueba en el suelo Una ventaja del método de la barra impulsada, aunque no necesariamente relacionada con las mediciones, es la capacidad para determinar hasta qué profundidad las varillas de tierra se puede conducir. Saber la profundidad y si las barras se pueden conducir en la tierra puede ahorrar la necesidad de rediseñar la red de tierra. A menudo, a causa de capas duras en el suelo, tales como roca, arcilla dura, etc., se hace prácticamente imposible manejar la barra de cualquier examen que se traduce en la escasez de datos. Una técnica para la predicción de la resistencia del suelo a una profundidad de 10 veces la profundidad del valor de resistividad conocida ha sido desarrollado por Blattner [B11]. Esta técnica puede utilizarse eficazmente en los casos en que la varilla de prueba no puede ser conducida a profundidad. Sin embargo, se advierte al usuario a revisar las limitaciones prácticas de esta técnica antes de usarla. Una desventaja del método de la varilla impulsada es que cuando la varilla de prueba es hundida profundamente en el suelo, por lo general pierde el contacto con el suelo debido a la vibración y los acopladores de mayor diámetro que resulta en más altos valores de medición de resistencia. Una malla de tierra diseñada con estos valores de resistividad en el suelo más altos puede ser innecesariamente conservador. El método varilla impulsada presenta una
incertidumbre en el valor de la resistencia. La regla del 62% sólo es válido para los electrodos de gran separación y suelo uniforme. En los suelos no uniforme, esta suposición puede afectar el resultado de las lecturas. Si la parte plana de la curva se utiliza para determinar la resistencia de la varilla de prueba, esta porción plana no puede dar la resistencia correcta en el suelo no uniformes, y la parte plana puede incluso no ser menos que la prueba obtenida y la separación de la barra actual es muy grande (Dawalibi y Mukhedkar [B39] [B44]). Los registros de medición de Resistividad deben incluir los datos de temperatura y la información sobre el contenido de humedad del suelo en el momento de la medición. Todos los datos disponibles sobre los objetos conductores enterrados conocidos en el área estudiada también deberán ser registrados. Los objetos conductores enterrados en contacto con el suelo puede invalidar lecturas realizadas por los métodos descritos si están lo suficientemente cerca como para alterar el patrón de prueba de flujo de corriente. Esto es particularmente cierto para los objetos grandes o largos. Por esta razón, las mediciones de resistividad del suelo es probable que sean significativamente distorsionado en una zona donde los conductores de la red ya se han instalado, excepto para las mediciones de poco fondo en o cerca del centro de un rectángulo de malla muy grande. En tales casos, unas pocas lecturas aproximadas pudieron tomarse a una corta distancia fuera de la cuadrícula, con las sondas colocadas de manera que minimice el efecto de la cuadrícula en el patrón de flujo de corriente. Aunque no es concluyente en cuanto a las condiciones dentro de la cuadrícula, estas lecturas pueden ser utilizados por aproximación, especialmente si hay razones para creer que el suelo en toda la zona es razonablemente homogénea 13.4 Interpretación de las mediciones de Resistividad del Suelo La interpretación de la resistividad aparente obtenida en el campo es quizás la parte más difícil del programa de medición. El objetivo fundamental es obtener un modelo de suelo que sea una buena aproximación de la tierra real. La resistividad del suelo varía lateralmente y con respecto a la profundidad, en función de la estratificación del suelo. Las variaciones estacionales pueden ocurrir en la resistividad del suelo debido a las diversas condiciones climáticas como se describe en EPRI TR-100863 [B64]. Hay que reconocer que el modelo de suelo es sólo una aproximación de las condiciones del suelo real y que la pareja perfecta es poco probable. Los modelos más usados del suelo son el modelo de resistividad del suelo uniforme y el modelo de suelo de dos capas. Dos modelos de capas del suelo son a menudo una buena aproximación de las estructuras del suelo mientras que los modelos multicapas de suelo puede ser utilizado para las condiciones del suelo más complejas. La interpretación de las mediciones de resistividad del suelo se puede realizar de forma manual o mediante el uso de técnicas de análisis informático descrito en Blattner y Dawalibi [B13]; Blattner [B11] [B12]; Endrenyi [B56]; EPRI TR-100622 [B63]; EPRI EL -3982 [B62]; EPRI EL-2699 [B60]; Lazzara y Barbeito [B98]; Meliopoulos, Papelexopoulos, Webb, y Blattner [B105]; Meliopoulos y Papelexopoulos [B103]; Moore [B110]; Nahman y Salamon [B112 ], Roman [B123], y Tagg [B135].
Un modelo de suelo uniforme debe usarse sólo cuando hay una variación moderada de la resistividad aparente. En condiciones de suelo homogéneo, que rara vez ocurren en la práctica, el modelo de suelo uniforme podrá ser razonablemente exacto. Si hay una gran variación de la resistividad aparente medida, el modelo de suelo uniforme es poco probable que produzcan resultados exactos. Una representación más exacta de las condiciones del suelo real se puede obtener mediante el uso de un modelo de dos capas. El modelo consta de una capa superior de profundidad finita y de resistividad diferente y de una capa inferior de un espesor infinito. Existen varias técnicas para determinar un modelo equivalente de dos capas de resistividad aparente obtenida de las pruebas de campo. En algunos casos, un modelo de dos capas se puede aproximar mediante inspección visual de una gráfica de la resistividad aparente función de la profundidad a partir de mediciones obtenidas por el método de la varilla impulsada o resistividad aparente versus el espaciamiento entre sondas del método de Wenner (Blattner [B10] [B12]; IEEE Curso Tutorial del 86 [B87]). Los programas de computadoras a disposición de la industria también pueden ser utilizados para obtener un modelo de suelo de dos capas o modelos de múltiples capas de suelo (Dawalibi y Barbeito [B38]; EPRI TR-100622 [B63]; EPRI EL-2699 [B60]; Orellara y Mooney [B117]). En algunos casos la variación de la resistividad del suelo puede presentar mínimos y máximos de tal manera que un modelo equivalente de dos capas no puede dar un modelo preciso. En estos casos, un modelo de suelo diferentes, como un modelo de múltiples capas, puede ser necesaria como se describe en Dawalibi, Ma, y Southey [B46] y Dawalibi y Barbeito] B38 [. 13.4.1 Suposición del Suelo Uniforme Un modelo de suelo uniforme puede ser usado en lugar del modelo de múltiples capas siempre que las herramientas de cálculo de dos capas o de múltiples capas no estén disponibles. Por desgracia, el límite superior obligado del error sobre todos los parámetros de conexión a tierra de referencia es difícil de estimar en general, pero cuando el contraste entre la capa de resistividades diferentes es moderado, con un valor promedio de resistividad se puede utilizar como una primera aproximación o para establecer el orden de las magnitudes. La resistividad del suelo aproximada uniforme puede obtenerse mediante la adopción de una media aritmética de los datos de resistividad aparente medidos como se muestra en la ecuación (47).
(47)
Donde ρa(1)+ ρa(2) +ρa(3)+...+ ρa(n) Son los datos medidos de resistividad aparente obtenida con los diferentes métodos en Ω · m n el número total de mediciones La mayoría de los suelos no cumplen los criterios de la Ecuación (47). Es difícil desarrollar un modelo de suelo uniforme cuando la resistividad de un suelo varía de manera significativa. Porque las ecuaciones de tensión de paso y de contacto de esta guía se basan en modelos
de suelo uniforme, se hizo un intento de desarrollar una directriz a la aproximación de un suelo no uniforme a un suelo uniforme. Datos de resistividad aparente del suelo se obtuvieron utilizando el método de WENNER en varias ubicaciones geográficas diferentes. Los datos sobre el suelo de cada lugar se aproximan a tres modelos diferentes de suelo equivalentes. Estos modelos aproximados consistieron en un modelo de dos capas y dos modelos de suelo uniforme generados por computador (EPRI TR-100622 [B63]). Los modelos de suelo uniformes se determinan a partir de datos medidos de resistividad aparente utilizando las ecuaciones (47) y (48). En el siguiente paso, la resistencia de la malla y las tensiones de paso y contacto para una malla de 76,2 × 76,2 m (250 x 250 pies) con un total de 64 barras de tierra distribuidas de manera uniforme se calculan utilizando un programa informático (EPRI TR-100622 [B63]). La profundidad de las barras de tierra dependía del modelo de suelo utilizado. Por ejemplo, en el caso del modelo de dos capas, las varillas de tierra, penetraron en la capa inferior. Véase el Anexo E para más detalles de esta investigación. Por último, los parámetros de conexión a tierra utilizados para calcular el modelo de dos capas se compararon con la calculada según los modelos del suelo uniforme. Los parámetros de conexión a tierra calcula utilizando el modelo de suelo uniforme de la ecuación (50) es equiparable con la calculada utilizando el modelo de dos capas. (48)
Donde ρ a(max) Ω · m. ρ a(min)
es el valor máximo de resistividad aparente (a partir de datos medidos) en es el valor mínimo de resistividad aparente (a partir de datos medidos) en Ω · m.
Hay una serie de suposiciones hechas en el estudio anterior. Como resultado, la ecuación (48) se debe utilizar con precaución. Por ejemplo, el uso de la ecuación (48) no se recomienda para una malla de tierra sin varillas de tierra (Dawalibi, Ma, y [Southey B47]). Además, si la resistividad del suelo uniforme fijado utilizando la ecuación (48) se emplea para diseñar una malla de tierra, las varas de tierra debe por lo menos llegar a la profundidad donde la resistividad medida se corresponde con el valor calculado de ρ a (AV2) . Hay varios métodos sugeridos por diferentes autores a la aproximación de un suelo no uniforme con un modelo de suelo uniforme. Uno de estos métodos incluye el uso de la media de la capa superior de resistividad aparente para los cálculos de tensión de toque y de paso y el promedio de la capa inferior de resistividad aparente para el cálculo de la resistencia de puesta a tierra del sistema. Dawalibi, Ma, y Southey [B46]; Dawalibi y Barbeito [B38]; EPRI TR-100622 [B63]; Fujimoto, Dick, Boggs, y Ford [B69], y Thapar y Gerez [b140] puede proporcionar información adicional sobre la interpretación de los datos medidos del suelo y la influencia de múltiples capas, dos capas, y los modelos de suelo uniforme sobre los parámetros de conexión a tierra. 13.4.2 Supuestos suelos no uniforme Otro enfoque para las situaciones en que la resistividad varía notablemente con la profundidad que sugiere Sunde [B130], y, en algunos de los libros sobre la prospección geofísica a la que él se refiere. Por ejemplo, a menudo es posible a partir de lecturas de
campo tomadas con una amplia gama de sondas espaciadas para deducir una estratificación de la tierra en dos o más capas de espesor adecuado que dé cuenta de las variaciones reales de prueba (Moore [B110]). 13.4.2.1 Modelo de suelo de dos capas (general) Un modelo de dos capas de suelo puede ser representado por una capa superior de suelo de una profundidad finita por encima de una capa inferior de profundidad infinita. El cambio brusco de la resistividad en los límites de cada capa de suelo se puede describir por medio de un factor de reflexión. El factor de reflexión, K, se define por la ecuación (49).
(49)
Donde ρ1 ρ2
es la resistividad de la capa superior del suelo, en Ω · m es la resistividad de la capa de suelo más bajo, en Ω · m
Mientras que la representación más exacta de un sistema de puesta a tierra sin duda debe ser basada en las variaciones reales de la resistividad del suelo actual en el sitio de la subestación, rara vez se justifica económicamente o es técnicamente viable modelar todas estas variaciones. Sin embargo, en la mayoría de los casos, la representación de un electrodo a tierra basado en un modelo equivalente de tierra de dos capas es suficiente para el diseño de un sistema de puesta a tierra segura. El estándar IEEE 81-1983 proporciona métodos para la determinación las resistividades equivalente de la capa superior e inferior de suelo y la altura de la capa superior de dicho modelo. Hay otros métodos sugeridos por los autores que incluyen la determinación de un modelo de dos capas y el uso de la resistividad de la capa superior para los cálculos de la tensión de paso y de toque, la resistividad inferior para la resistencia y métodos que modifican las ecuaciones presentadas en la guía para ser utilizado en modelos de suelo de dos capas. Estos documentos pueden proporcionar al diseñador más información acerca de la interpretación de los suelos y el impacto de múltiples capas, dos capas, y los modelos uniforme (Dawalibi, Ma, y Southey [B46]; Dawalibi y Barbeito [B38]; Thapar y [Gerez b140]). 13.4.2.2 Modelo de suelo de dos capas por el método gráfico Un modelo de suelo de dos capas se puede aproximar utilizando métodos gráficos descritos en Blattner y Dawalibi] [B13; Endrenyi [B56]; Tagg [B136]; Roman] [B123, y Sunde [B130]. El método gráfico Sunde se describe en los párrafos siguientes. En el método Sunde, la gráfica que se muestra en la Figura 21 se utiliza para aproximar un modelo de suelo de dos capas. La gráfica de la figura 21, que se basa en los datos de prueba del método Wenner, se reproduce en el gráfico 2.6 de Sunde [B130], con anotaciones revisadas para que coincida con los símbolos utilizados en esta guía.
Los parámetros ρ 1 y ρ 2 se obtienen mediante la inspección de las mediciones de resistividad (ver el ejemplo de la Figura 22). Sólo h se obtiene por el método gráfico de Sunde, de la siguiente manera: a) Trazar una curva de resistividad aparente ρ a en el eje Y vs el espaciado de las puntas en el eje X. b) Estimación de ρ 1 y ρ 2 del gráfico de trazado en a). el ρ a que corresponde a la distancia más pequeña es ρ 1 y para una separación más grande es ρ 2 . Amplíe el gráfico de resistividad aparente en ambos extremos para obtener estos valores de resistividad extremos si los datos de campo son insuficientes. c) Determinar ρ 2 /ρ1 y seleccione una curva en el gráfico Sunde en la Figura 21, que coincida cerca, o interpole y dibuje una nueva curva en el gráfico. d) Seleccione el valor en el eje Y de ρ a /ρ 1 dentro de la región con pendiente de la curva adecuada de ρ 2 /ρ 1 de la figura 21. e) Lea el valor correspondiente de a/h en el eje-x. f) Calcule ρ a multiplicando el valor seleccionado, ρ a /ρ 1 , en (d) por ρ 1 . g) Lea la correspondiente separación de la sonda en la gráfica de resistividad aparente trazada en a). h) Calcule h, la profundidad del nivel superior, usando la adecuada separación de la sonda, a. Utilizando los datos del suelo tipo1en la tabla E.2 del anexo E, un grafico de la resistividad vs distancia puede ser dibujado. Vea la figura 22. ρ 1 y ρ 2 Ambos se pueden determinar mediante inspección visual. Suponiendo ρ 1 = 100 Ω · m y ρ 2 = 300 Ω · m, el siguiente ejemplo ilustra el método gráfico Sunde: a) b) c) d) e) f) g) h)
Grafique la figura 22. Elija ρ 1 = 100 Ω · m, ρ 2 = 300 Ω · m. ρ 2 /ρ 1 = 300/100 = 3. Dibuje la curva de la Figura 21. Ver Figura 23 para un ejemplo. Seleccione ρ a /ρ 1 = 2. Lea a/h = 2,7 en la figura 23 para ρ a /ρ 1 = 2. Calcule ρ a : ρ a = 2ρ 1 = 2 (100) = 200. Lea a = 19 en la curva de resistividad aparente de la figura 24 para ρ a = 200. Calcule h, h = (a / (a / h)) = 19/2.7 = 7,0 m o 23 pies.
Esto se compara favorablemente con el 6.1 m (20 pies) usando el EPRI TR-100622] [B63].
Figura 21 método gráfico de Sunde
Figura 22-Resistividad grafica de datos de un suelo tipo 1, tabla E2
Figura 23-Ejemplo de método gráfico de Sunde
Figura 24 Ejemplo para determinar "a" de la curva de resistividad aparente
13.4.2.3 Comparación del modelo de suelo uniforme y el de dos capas en los sistemas de puesta a tierra. Se ha encontrado que el enfoque del modelo de dos capas es mucho más preciso que el modelo de suelo uniforme. Un sistema de puesta a tierra en un ambiente del suelo de dos capas se comporta diferente en comparación con el mismo sistema en el suelo uniforme. Generalmente, para un sistema de tierra en suelo uniforme o de dos capas con ρ 1 menor que ρ 2 (Resistividad de la capa superior del suelo menor que la resistividad de la capa más baja, un factor de reflexión positiva), la densidad de corriente es mayor en los conductores en los bordes exteriores de la rejilla de puesta a tierra. En suelos de dos capas con ρ 1 mayor que ρ 2 (El suelo en la capa superior es más resistente que la capa inferior, un factor de reflexión negativa), la densidad de corriente es más uniforme en todos los conductores del sistema de puesta a tierra. Esto se debe a la tendencia de la corriente de malla de ir hacia abajo a la capa de menor resistencia, en lugar de hacia arriba y hacia afuera a la capa superior más resistente. Los estudios realizados por Thapar y bruta [B141] y al-Dawalibi et. [B41] [B43] [B48] proporcionan una gran cantidad de información sobre este tema. a) Las variaciones en la resistividad del suelo tienen una influencia considerable en el rendimiento de la mayoría de los sistemas de puesta a tierra, que afectan tanto al valor de resistencia de tierra, incremento del potencial de tierra, y tensiones de superficie de paso y de toque. En general, para los valores negativos de K (capa superior más resistente que la capa inferior), la resistencia es menor que la del mismo sistema de tierra en el suelo uniforme con la resistividad ρ 1 . Por el contrario, para valores positivos de K, la resistencia es generalmente más alto que en el suelo uniforme y resistividad ρ 1 . Una relación similar se da con las tensiones de toque y paso producidas en la superficie de una tierra de dos capas en comparación con la de la superficie de suelo uniforme. Para valores negativos de K, las tensiones de toque y paso suelen ser inferiores a las tensiones del sistema de puesta a tierra en el mismo suelo uniforme de resistividad ρ 1 . Además, para los valores positivos de K, las tensiones de toque y paso son generalmente más altas que en el suelo uniforme.13 b) Otros parámetros, como la altura de la capa superior h, también afectan a las diferencias en el rendimiento de los electrodos de tierra en un entorno en las condiciones de dos capas y de suelo uniforme. La regla general es que cuando la altura de la capa superior h es significativamente mayor que las dimensiones propias del electrodo, el rendimiento del electrodo se aproxima al rendimiento del electrodo en el mismo suelo uniforme de resistividad ρ 1 . c) Además, hay que reconocer que las características anteriores se basan en la premisa de una fuente de falla de corriente constante. Las corrientes actuales en el sistema de puesta a tierra cambiará de un caso a otro como una función de ρ 1 y ρ 2 , lo que refleja los cambios locales en relación con todas las demás caminos de corrientes de fallas a tierra predeterminados por la localización de las fallas. Esta división se discute actualmente en la Cláusula 15. Por lo tanto, en ciertos casos algunas de las hipótesis dadas anteriormente no siempre son válidas. 13
Como se discutió en 12.5, es una práctica común tener una capa delgada de material de superficie superponiendo el área de tierra de una subestación. Pudiera parecer que tal capa de alta resistividad, teniendo la altura de la capa h, mucho menor que la profundidad del sistema de puesta a tierra, podría empeorar tanto la tensión de toque como la de paso. Sin embargo, este no es el caso. El material de superficie se utiliza para aumentar la resistencia de contacto entre el pie de una persona y la superficie terrestre. Así, para una corriente de cuerpo máxima determinada permisible, voltajes de paso y tacto considerablemente más altos se pueden permitir si un material superficial de alta resistividad está presente.
Para aplicaciones de diseño con inclusión de arreglos de puesta a tierra relativamente simples de electrodos enterrados en un suelo bastante uniforme, los métodos aproximados previstos en otra parte de la guía serán adecuados para la obtención de un diseño realista con márgenes de seguridad adecuados. Sin embargo, para los diseños afecten a una superficie grande de tierra, mallas de formas extrañas, etc., o cuando la resistividad del suelo es claramente muy uniforme, el ingeniero responsable del diseño deberá decidir si métodos más sofisticados son necesarios (Zaborszky [b152]). El anexo F proporciona un análisis paramétrico de configuraciones diferentes de red de modelos uniforme y de suelo de dos capas. 13.4.2.4 Modelo de Suelo Multicapa. Condiciones de suelos altamente no uniforme se pueden encontrar. Estas condiciones de suelos pueden requerir el uso de técnicas de modelado de múltiples capas, si un modelo equivalente de dos capas del suelo no es factible. Un modelo de suelo de varias capas pueden incluir varias capas horizontales o capas verticales. Las técnicas para interpretar la resistividad del suelo altamente no uniforme requieren el uso de programas informáticos o métodos gráficos (Dawalibi, Ma, y Southey [B46]; Dawalibi y [Barbeito B38]; EPRI TR-100622 [B63]; EPRI EL-2699 [B60]; Orellara y [Mooney B117]). Las ecuaciones que rigen el funcionamiento de un sistema de puesta a tierra enterrado en un suelo de varias capas se puede obtener mediante la resolución de ecuaciones de Laplace para una fuente puntual de corriente, o por el método de las imágenes, lo que da los mismos resultados. El uso de cualquiera de los métodos para determinar el potencial de tierra causado por los resultados de una fuente de corriente puntual en una serie infinita de términos que representan las contribuciones de cada imagen como consecuencia de la fuente puntual de corriente. La formulación exacta de las ecuaciones que incluyen estos efectos se da en Dawalibi y Mukhedkar [B42]; Heppe [B80], y Sunde [B130]. 14. Evaluación de la Resistencia de Tierra 14.1 Requisitos Habituales Un sistema de puesta a tierra buena ofrece una baja resistencia a la tierra remota con el fin de minimizar el GPR. Para la mayoría de las grandes subestaciones de transmisión y otras, la resistencia de tierra es generalmente cerca de 1 Ω o menos. En subestaciones de distribución más pequeñas, el rango aceptable por lo general es de 1 a 5 Ω, dependiendo de las condiciones locales. 14.2 Simplificado de Cálculos La estimación de la resistencia total a la tierra remota es uno de los primeros pasos para determinar el tamaño y la disposición básica de un sistema de puesta a tierra. La resistencia depende principalmente de la zona a ser ocupada por el sistema de tierra, que es generalmente conocida en la etapa inicial de diseño. Como una primera aproximación, un valor mínimo de resistencia del sistema de puesta a tierra de la subestación en suelo uniforme se puede estimar por medio de la fórmula de una placa metálica circular de cero profundidad.
(50)
Donde Rg ρ A
es la resistencia de tierra de la subestación en Ω es la resistividad del suelo en Ω · m es el área ocupada por la red de terreno en m2
A continuación, un límite superior de la resistencia de tierra de la subestación se puede obtener mediante la adición de un segundo término en la fórmula anterior, según lo propuesto por Laurent [B97] y Niemann [B115] (51)
Donde LT
es la longitud total de conductores enterrados en m
En el caso de una combinación de varilla de rejilla en suelo uniforme, un combinado de longitud de los conductores horizontales y varillas de tierra dará lugar a una estimación ligeramente conservadora de la L T , ya que las tomas de tierra por lo general son más eficaces en por unidad de longitud de base. El segundo término reconoce el hecho de que la resistencia de cualquier sistema de puesta a tierra real que consiste en un número de conductores es mayor que la de una plancha metálica sólida. La diferencia se reducirá con el aumento de la longitud de los conductores enterrados y se acercará a 0 para un L T infinito, cuando la condición de una placa sólida es alcanzada. Sverak [B132] amplió la ecuación (51) para tener en cuenta el efecto de profundidad de la red (52)
Donde h
es la profundidad de la red en m
Para redes sin barras de tierra, esta fórmula ha sido probada para producir resultados que son prácticamente idénticos a los obtenidos con la ecuación (56) de Schwarz [B128], que se describe en 14.3. La siguiente tabulación de Kinyon [B93] ofrece una idea de cómo la resistencia calculada y la real medida comparadas en cinco diferentes subestaciones. La ecuación (51) se utilizó para calcular la resistencia de la red. Véase la tabla 9.
Tabla 9 - Típicas Resistencias Red Sub 1 arena y grava
Sub 2 greda arenosa
Sub 3 arena y barro
Sub 4 arena y grava
Sub 5 suelo y barro
2000
800
200
1300
28.0
15 159
60 939
18 849
15 759
61 479
Largo Barra (ft)
3120
9500
1775
3820
3000
(calculada Ω) Rg (medida Ω)
25.7
4.97
2.55
16.15
0.19
39.0
4.10
3.65
18.20
0.21
Parámetro textura del suelo Resistividad (Ω·m) Área Malla (ft2)
Rg
Un valor medio de todos los valores de resistividad medidos con frecuencia es sustituido por la resistividad del suelo uniforme en la ecuación (51). Si este promedio se usa, la ecuación (51) por lo general produce una resistencia que es mayor que el valor que resultaría de una medición directa. Los valores calculados y medidos de resistencia que se muestran en el cuadro Tabla 9 no reflejan esta tendencia, porque Kinyon [B93] baso sus cálculos en el "... valor promedio más bajo de la resistividad medida en el sitio. " Los lectores son referidos a Kinyon [B93] para el debate sobre su elección de valores de resistividad utilizadas en el cuadro 9. 14.3 Ecuaciones de Schwarz Schwarz [B128] desarrollo una serie de ecuaciones para determinar la resistencia total de un sistema de puesta a tierra en un suelo homogéneo consistente de electrodos en horizontal (la malla) y vertical (barras). Las ecuaciones ampliadas de Schwarz presentan a un conductor recto horizontal que representar la resistencia de tierra, R 1 , de una red que consiste en conductores entrelazados, y una esfera incrustada en la tierra para representar las varillas, R 2 . También presentó una ecuación para la resistencia de tierra R m mutua entre la malla y las varillas. Schwarz utiliza la siguiente fórmula introducida por Sunde [B130] y Rüdenberg [B127] para combinar la resistencia de la red, barras, y la resistencia mutua para calcular la resistencia total del sistema, R g .
(53)
Donde R1 resistencia a tierra de los conductores de la malla en Ω R2 resistencia a tierra de todas las barras de tierra en Ω Rm resistencia mutua entre el grupo de conductores de la red, R 1 , y un grupo de barras de tierra, R 2 en Ω. Resistencia a tierra de los conductores de la malla
(54)
Donde ρ es la resistividad del suelo en Ω · m Lc es la longitud total de todos los conductores conectados a la red en m a' es para conductores enterrados una profundidad h en m, ó a' es a para el conductor en la superficie de la tierra en m 2a es el diámetro del conductor en m A es el área cubierta por los conductores en m2 k1, k2 son los coeficientes [véase la Figura 25 (a) y (b)] Resistencia a tierra de las barras
(55)
Donde Lr es la longitud de cada varilla en m 2b es el diámetro de la varilla en m nR número de barras situado en la zona A Resistencia de tierra mutua entre la malla y las barras
(56)
La resistencia combinada a tierra de la malla y las barras será menor que la resistencia de tierra de cada componente por separado, pero más alta que el de una combinación en paralelo. Schwarz comparo los resultados de sus ecuaciones con los de los trabajos teóricos anteriormente publicados y el modelo de pruebas para comprobar la exactitud de ellas. Desde que fueron publicadas en 1954, las ecuaciones de Schwarz han sido modificados por Kercel [B92], que proporciona las ecuaciones de las constantes k1 y k2 y además ampliado para incluir el uso de ecuaciones con dos capas del suelo (Naham y Salamon [B113] [B114]).
Relación entre longitud y ancho CURVA A - Para Profundidad h = 0 Y A = -0,04x + 1,41 CURVA B - Para Profundidad h = 1/10√𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴 Y B = -0,05x + 1,20 CURVA C - Para Profundidad h = 1/6√𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴 Y C = -0,04x + 1,13
Relación entre longitud y ancho CURVA A - Para Profundidad h = 0 Y A = 1,15x + 5,50 CURVA B - Para Profundidad h = 1/10√𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴 Y B = 0,10x + 4,68 CURVA C - Para Profundidad h = 1/6√𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴𝐴 Y C = -0,05x + 4,40 Figura 25-Coeficientes k1 y k2 de la fórmula de Schwarz: (a) coeficiente k1, (b) Coeficiente k2
14.4 Nota sobre la Resistencia a Tierra de Electrodos Primarios En general, la resistencia a tierra de cualquier electrodo primario depende de la resistividad del suelo y el tamaño y tipo de disposición de todos los conductores individuales que comprende el electrodo a tierra. En los arreglos más complejos que implica conductores entrecruzados y un gran número de barras en la misma zona, la resistencia mutua entre los distintos elementos juega un papel importante. 14.5 Tratamiento del suelo para reducir la resistividad A menudo es imposible lograr la deseada reducción de la resistencia de tierra mediante la adición de más conductores a la cuadrícula o más barras de tierra. Una solución alternativa es aumentar la eficacia del diámetro del electrodo mediante la modificación del suelo que rodea el electrodo. La cubierta interna de los suelos más cercanos al electrodo suele estar compuesto por el grueso de la resistencia a tierra del electrodo a la tierra remota. Este fenómeno se utiliza a menudo como una ventaja, de la siguiente manera: a) Usando cloruro de sodio, magnesio y sulfatos de cobre, o cloruro de calcio, para incrementar la conductividad del suelo que rodea un electrodo. El estado o las autoridades federales pueden no permitir el uso de este método debido a la lixiviación (lavado o filtrado del suelo) posible a las áreas circundantes. Además, el tratamiento con sal debe ser renovada periódicamente. b) Usando bentonita, una arcilla natural que contiene los minerales montmorillionite, que se formó hace unos años por la acción volcánica. No es corrosivo, estable y tiene una resistividad de 2,5 Ω · m y una humedad del 300%. Los resultados de baja resistividad principalmente de un proceso electrolítico entre el agua, Na 2 O (oxido de sodio), K 2 O (oxido de potasio), CaO (Oxido de Calcio – Cal Viva), MgO (Oxido de magnesio), y otras sales minerales que se ionizan formando un electrolito fuerte con un pH de 8 a 10. Este electrolito no se filtrara gradualmente, ya que forma parte de la propia arcilla. Siempre con una cantidad suficiente de agua, se hincha hasta 13 veces su volumen en seco y se adherirá a cualquier superficie que toca. Debido a su carácter higroscópico, actúa como agente de secado de sacar la humedad disponible en el medio ambiente circundante. La Bentonita necesita de agua para obtener y mantener sus características beneficiosas. Su contenido de humedad inicial se obtiene en la instalación cuando la mezcla se prepara. Una vez instalada, la bentonita se basa en la presencia de humedad en el suelo para mantener sus características. La mayoría de los suelos tienen suficiente humedad para que el secado sea una preocupación. La naturaleza higroscópica de la bentonita aprovechará el agua disponible para mantener su condición de instalación. Si se expone a la luz solar directa, tiende a aislarse, previniendo el proceso de secado de las partes más profundas. No puede funcionar bien en un ambiente muy seco, ya que puede retroceder ante el electrodo, aumentando la resistencia del electrodo (Jones [B90]). c) Usando electrodos del tipo químico que consiste en un tubo de cobre lleno de una sal. Los agujeros en el tubo permiten que la humedad entre, las sales se disuelvan, y la solución de sales se filtre en el suelo. Estos electrodos se instalan en un agujero predicho y, normalmente, relleno de tierra, con el tratamiento del suelo. d) Los materiales de mejora de tierra, algunos con una resistencia de menos de 0,12 Ω · m (alrededor del 5% de la resistividad de la bentonita), normalmente se colocan alrededor de la varilla en un agujero predicho o alrededor de los conductores a tierra en
una zanja, ya sea en forma seca o premezclado. Algunos de estos materiales de mejora son permanentes y no se filtrará ningún producto químico en el suelo. Otros materiales disponibles se mezclan con el suelo en cantidades variables y poco a poco se filtrarán en el suelo circundante, disminuyendo la resistividad del terreno. 14.6 Electrodos de Cemento Revestido El concreto, siendo higroscópico, atrae la humedad. Enterrado en el suelo, un bloque de concreto se comporta como un medio semiconductor con una resistividad de 30-90 Ω · m. Esto es de particular interés en los suelos medios y altamente resistentes debido a que un alambre o varilla metálica encajonado en concreto tiene una menor resistencia que un electrodo enterrado directamente en la tierra. Este encierro reduce la resistividad de la parte más crítica del material que rodea el elemento metal en gran parte del mismo modo que un tratamiento químico en el suelo. Sin embargo, este fenómeno a menudo puede ser tanto una ventaja en el diseño como una desventaja. Algunas de las razones son las siguientes: a) Por un lado, no es práctico para sentar las bases para las estructuras donde el interior de acero (barras de refuerzo) no está conectado eléctricamente con el metal de la estructura. Incluso si se tomo extremo cuidado con la colocación de pernos de anclaje a fin de evitar cualquier contacto directo de metal contra metal, el carácter semiconductor del cemento proporcionaría una conexión eléctrica. b) Por otro lado, la presencia de una pequeña corriente continua puede causar la corrosión del material corrugado. A pesar de que la corriente alterna, como tal, no produce corrosión, aproximadamente el 0,01% de la corriente alterna rectificada se convierte en la interfaz entre la barra de acero y el concreto (Rosa, McCollum, y Peters [B124]). c) El resquebrajamiento del concreto puede ocurrir ya sea debido al fenómeno anterior porque el acero corroído ocupa aproximadamente 2,2 veces su volumen original, produciendo presiones de aproximadamente 35 MPa o el paso de una corriente muy elevada, que vaporiza la humedad en el concreto. Afortunadamente, existe un cierto umbral del potencial DC para la corrosión, de aproximadamente 60 V DC, debajo del cual no se produce corrosión. Una serie de pruebas de campo sobre la corriente de carga máxima se reporta en Bogajewski, Dawalibi, Gervais, y Mukhedkar [B16], Dick y Holliday [B53], y Miller, Hart y Brown [B107]). La capacidad de corriente de carga de corta duración, el I CE , de electrodos de concreto-encajonado se puede estimar por medio de la formula de Ollendorff14 para una corriente sostenible indefinidamente I ∞ , ajustada mediante un factor de multiplicación de 1.4, o directamente en la Figura 26.
(57)
Donde λg Rz ρ Ta 14
es la conductividad térmica de la tierra en W / (m ° C) es la resistencia de tierra del electrodo revestido de concreto en Ω es la resistividad del suelo en Ω · m es la temperatura ambiente en ° C
Ollendorff [B116] deja de lado el efecto de enfriamiento de la humedad evaporada en el cálculo de I ∞ .
Tv es la temperatura máxima permisible para evitar la evaporación súbita de la humedad en ° C I∞ es la corriente sostenible indefinidamente en A La aplicabilidad de esta fórmula ha sido verificado en Bogajewski, Dawalibi, Gervais, y Mukhedkar [B16], que informa sobre los resultados de las amplias pruebas de campo de postes de concreto. En general, si los daños se han de evitar, la corriente real debe ser menor que el valor del ICE determinado por la ecuación (57). Un margen de 20-25% de seguridad es razonable para la mayoría de las aplicaciones prácticas. Por lo tanto, con las debidas precauciones, los electrodos revestidos de cemento pueden utilizarse como electrodos de tierra auxiliares. Fagan y Lee [B65] utilizan la siguiente ecuación para obtener la resistencia de tierra, R CE-barra , de una barra vertical encajonado en concreto:
(58)
Donde ρc ρ Lr d DC
es la resistividad del concreto en Ω · m es la resistividad del suelo en Ω · m es la longitud de la varilla de tierra en m es el diámetro de la varilla de tierra en m es el diámetro de la cáscara de concreto en m
La ecuación (58) puede estar relacionada con la fórmula de uso general para una varilla de tierra de longitud L r y diámetro d, de la siguiente manera:
(59)
Entonces la ecuación (58) puede resolverse asi (60)
Representando una combinación de dos resistencias en serie: a) La resistencia de tierra calculada por la ecuación (59) de un cilindro de cemento de diámetro D C , directamente enterrados en el suelo ρ. b) La resistencia de tierra del segmento interno de diámetro D C , que contiene una barra de metal de diámetro d. Obviamente, este último término se obtiene como diferencia entre los valores de resistencia hipotética para una barra en cemento, si d y D C se introducen en un solo medio de la ecuación de la fórmula de (59), y ρ se sustituye por ρc. Este enfoque es generalmente válido para cualquier otro electrodo que tiene una forma diferente. Teniendo en cuenta, para mayor comodidad
Figura 26 - Capacidad de Corriente de Carga de Corta Duración de Electrodos de Tierra revestidos de Concreto
(61) (62)
Donde, además de a los símbolos ya mencionados, R SM R DM SO Si G
es la resistencia del electrodo en un medio único en Ω es la resistencia del electrodo en un medio dual en Ω es la superficie de un electrodo que figuran en m2 es el área de la interfaz en m2 es un factor geométrico que caracteriza la forma particular de un electrodo dado
Este formulario es adaptable a una variedad de electrodos, enterrados en el suelo, y se supone que estarán rodeado por una concha concéntrica de un material de resistividad diferente a la del suelo. Un posible modelo de este tipo, para lo cual la fórmula de Schwarz para un lecho de barras puede fácilmente ser modificado, se muestra en la Figura 27. Las siguientes recomendaciones deben ser consideradas cuando se utilizan electrodos recubiertos de concreto: a) Conectar pernos de anclaje y talones de ángulo al acero de refuerzo para un contacto fiable metal-metal. b) Reducir la corriente debida y las fugas de corriente continua a los niveles permitidos para asegurarse que los electrodos de tierra primaria (Rejilla de puesta a tierra y las barras de tierra) conducirán la mayor parte de la corriente de falla. c) Material de mejoramiento de tierra pueden ser utilizados en las zonas de alta resistividad de suelo para reducir la resistencia de puesta a tierra principal. Augering un 100-250 mm (4-10 en) el agujero y el rellenado con un material de mejoramiento del suelo en torno a una varilla de tierra es un método útil para evitar el predominio de los electrodos auxiliares para disipar la corriente de falla.
16. Diseño de sistema de puesta a tierra 16.1 Criterios de diseño Como se indica en 4.1, hay dos principales objetivos de diseño que deben alcanzarse en cualquier sistema de tierra de la subestación en condiciones normales, así como las condiciones de falla. Estos objetivos son: a) Proporcionar los medios para disipar las corrientes eléctricas en la tierra, sin sobrepasar los límites de funcionamiento y equipamiento. b) Para asegurar que una persona en las inmediaciones de las instalaciones en tierra no esté expuesto al peligro de una descarga eléctrica crítica. El procedimiento de diseño descrito en los incisos siguientes está destinado a lograr la seguridad de tensiones de paso y de contacto peligrosos dentro de una subestación. Se señala en el punto 8.2 que es posible para los potenciales transferidos superar la GPR de la subestación durante condiciones de falla. La cláusula 17 discute algunos de los métodos utilizados para proteger al personal y equipos de estos potenciales transferidos. Así pues, el procedimiento de diseño descrito aquí se basa en garantizar la seguridad de la tensión de paso y de contacto peligroso en el interior, y en el exterior inmediato, de la zona delimitada de la subestación. Debido a que la tensión de la malla es generalmente la peor posible tensión de toque dentro de la subestación (con exclusión de los potenciales transferidos), la tensión de la malla será utilizada como la base de este procedimiento de diseño. Las tensiones de paso son intrínsecamente menos peligrosas que las tensiones de la malla. Sin embargo, si la seguridad en la zona de tierra se logra con la ayuda de una alta capa de resistividad de superficie (material de la superficie), que no se extiende fuera del área de la subestación, entonces las tensiones de paso pueden ser peligrosas. En cualquier caso, el cálculo de las tensiones de paso debe compararse con la tensión de paso admisible después de que se ha diseñado la red de forma que cumpla con el criterio de tensión de toque. Para rejillas equidistantes, la tensión de la malla se incrementará a lo largo de la mallas desde el centro hasta la esquina de la red. La tasa de aumento dependerá del tamaño de la grilla, el número y ubicación de las tomas de tierra, el espaciamiento de los conductores paralelos, el
diámetro y la profundidad de los conductores, y el perfil de resistividad del suelo. En un estudio por computadora de tres típicas redes de conexión a tierra de resistividad del suelo uniforme, se obtuvieron los datos mostrados en la Tabla 11. Estas redes fueron de cuadriculas de forma simétrica sin barras de tierra y de igual separación de conductores paralelos. La tensión Em de esquina se calculó en el centro de la malla de la esquina. El peor caso real de Em ocurre ligeramente fuera del centro (hacia la esquina de la red), pero es sólo ligeramente superior a la Em en el centro de la malla. Como se indica en la tabla 11, la tensión de la malla en la esquina es generalmente mucho mayor que en el centro de la malla. Esto es cierto a menos que la red sea asimétrica (tiene proyecciones, tiene forma de L, etc.), tiene barras de tierra situado en/o cerca del perímetro, o tiene un espaciado extremadamente no uniforme del conductor. Así, en las ecuaciones para la tensión de la malla E m dada en 16.5, sólo la tensión de la malla en el centro de la malla de la esquina se utiliza como la base del proceso de diseño. Un análisis basado en un programa de computadora, que se describe en 16.8, puede utilizar esta aproximación de la tensión de la malla de esquina, la actual tensión de la malla de esquina, o el peor de los casos de la tensión de toque encontrada en cualquier lugar dentro del área de tierra como la base del proceso de diseño. En cualquier caso, el criterio inicial para un diseño seguro es limitar la malla computarizada o la tensión de contacto más abajo que la tensión de contacto tolerable de la ecuación (32) o la ecuación (33). A menos que se especifique lo contrario, en el resto de la guía se utiliza el término tensión de la malla (Em) como la tensión de contacto en el centro de la malla de la esquina. Sin embargo, la tensión de la malla no puede ser peor que el caso de la tensión de toque si las tomas de tierra se encuentran cerca del perímetro, o si la malla de separación cerca del perímetro es pequeña. En estos casos, la tensión de toque en la esquina de la red podrá ser superior a la tensión de la malla de esquina. Tabla 11- proporción típica de tensión de la malla esquina-esquina
16.2 Los Parámetros Críticos Los siguientes parámetros dependientes se han encontrado que tienen un impacto considerable en el diseño de la rejilla: Corriente máxima de la malla I G , duración de la falla t f , duración de choque t s , resistividad del suelo ρ, resistividad de material de la superficie (ρ s ), y la geometría de la malla. Varios parámetros definen la geometría de la red, pero el área del sistema de tierra, el espaciado del conductor, y la profundidad de la malla tienen un mayor impacto en la tensión de la malla, mientras que los parámetros como el diámetro del conductor y el grosor del material de revestimiento tienen menos impacto (Grupo de Trabajo AIEE [B3]; Dawalibi, Bauchard, y Mukhedkar [B45]; Dawalibi y Mukhedkar [B43]; EPRIEL-3099 [B61]). Un breve examen o revisión de los parámetros críticos se da en 16.2.1- 16.2.5.
16.2.1 Máxima Corriente de la Malla (I G ) La evaluación del máximo valor de diseño de corriente de falla a tierra que fluye a través de la malla de puesta a tierra de la subestación, I G , se ha descrito en la cláusula 15. Para determinar la máxima corriente I G , por medio de la ecuación (64), se debe considerar a la resistencia de la rejilla de tierra, la división de la corriente de falla a tierra entre las vías de retorno alternas, la malla, y el factor de decremento. 16.2.2 La duración de falla (t f ) y la duración de choque (t s ) La duración de la falla y la duración de toque son normalmente asumidas iguales, a menos que la duración de la falla sea la suma de crisis sucesivas, como las de re-cierres. La selección de t f debe reflejar el tiempo rápido de despeje para las subestaciones de transmisión y los tiempos lentos de despejes para distribución y subestaciones industriales. Las opciones t f y t s deberían resultar de la combinación más pesimista de la corriente de falla, factor de disminución y corriente permisible del cuerpo. Los valores típicos de t f y t s están en el rango de 0,25 a 1,0 s. Más información detallada se da en 5.2-6.4 y de 15,10 en la selección de t f y t s . 16.2.3 Resistividad del suelo (ρ) La resistencia de la malla y los gradientes de tensión en una subestación dependen directamente de la resistividad del suelo. Porque en realidad, la resistividad del suelo varía tanto horizontal como verticalmente, suficientes datos serán recogidos en el patio de la subestación. El método Wenner descrito en el 13,3 es ampliamente utilizado (James J. Biddle Co. [B102]; Wenner [B150]). Puesto que las ecuaciones para E m y E s dadas en 16,5 asumen la resistividad del suelo uniforme, las ecuaciones pueden emplear sólo un valor único para la resistividad. Consulte 13.4.1 de orientación para la determinación de una aproximación de la resistividad del suelo uniforme. 16.2.4 Resistividad de la capa superficial (ρs) Una capa de material en la superficie ayuda en la limitación de la corriente del cuerpo mediante la adición de resistencia a la resistencia equivalente del cuerpo. Consulte a 7,4 y 12,5 para obtener más detalles sobre la aplicación de este parámetro. 16.2.5 Geometría de la cuadrícula En general, la limitación de los parámetros físicos de una red de tierra se basan en la economía y las limitaciones físicas de la instalación de la red. La limitación económica es evidente. No es práctico instalar una placa de cobre en el sistema de puesta a tierra. La cláusula 18 describe algunas de las limitaciones encontradas en la instalación de una rejilla. Por ejemplo, la excavación de las trincheras en la que se coloca el material conductor limita el espaciamiento del conductor en aproximadamente 2 metros o más. Espaciamientos típicos de conductores esta en el rango de 3 m a 15 m, mientras que las profundidades típicas van desde 0,5 m hasta 1,5 m. Para los conductores típicos van desde 2 / 0 AWG (67 mm2) a 500 kcmil (253 mm2), el diámetro del conductor tiene un efecto despreciable sobre la tensión de la
malla. El área del sistema de puesta a tierra es el factor geométrico más importante para determinar la resistencia de la red. Cuanto mayor sea el área de tierra, menor es la resistencia de la malla y, por tanto, menor es la GPR. 16.3 Índice de los parámetros de diseño La tabla 12 contiene un resumen de los parámetros de diseño utilizados en el proceso de diseño. 16.4 Procedimiento de diseño El diagrama de bloques de la Figura 33 muestra la secuencia de pasos para diseñar la red de tierra. Los parámetros se muestra en el diagrama de bloques se identifican en el índice presentado en el cuadro 12. A continuación se describe cada uno de los pasos del procedimiento: - Paso 1: El mapa del terreno y el plano de ubicación general de la subestación debe proporcionar una buena estimación del área a ser conectado a tierra. Un estudio de resistividad del suelo, que se describe en la cláusula 13, determinará el perfil de resistividad del suelo y el modelo de suelo necesario (es decir, uniforme o modelo de dos capas). - Paso 2: El tamaño del conductor determinado por las ecuaciones dadas en 11.3. La corriente de falla 3I 0 debe ser la máxima corrientes de falla que se prevé a futuro que se llevará a cabo por cualquier conductor del sistema de puesta a tierra, y el tiempo, t c , debe reflejar la duración máxima del tiempo de despeje posible (incluido el de respaldo). - Paso 3: Las tensiones de toque y de paso tolerable están determinadas por las ecuaciones dadas en 8.3 y 8.4. La elección del tiempo, t s , se basa en el juicio del ingeniero de diseño, con la orientación de 5.2 - 6.3. - Paso 4: El diseño preliminar deberá incluir un conductor perimetral que rodee el área de puesta a tierra completa, además de los adecuados conductores cruzados para proporcionar un acceso conveniente a los aterramientos de los equipos, etc. Las estimaciones iniciales de la separación del conductor y la ubicación de la barra de tierra deben basarse en la corriente I G y el área que está siendo puesta a tierra. - Paso 5: La estimación de la resistencia preliminar del sistema de puesta a tierra en el suelo uniforme puede ser determinada por las ecuaciones dadas en 14.2 y 14.3. Para el diseño final, estimaciones más precisas de la resistencia puede ser deseada. Un análisis por computador basado en el modelado de los componentes del sistema de puesta a tierra en detalle puede calcular la resistencia con un alto grado de precisión, suponiendo que el modelo de suelo se elige correctamente. - Paso 6: La corriente I G está determinada por las ecuaciones dadas en la cláusula 15. Para evitar sobredimensionar el sistema de puesta a tierra, sólo la parte de la falla de corriente total, 3I 0 , que fluye a través de la malla remota a tierra se debe utilizar en el diseño de la grilla. La corriente I G debería, sin embargo, reflejar la peor tipo de falla y su ubicación, el factor de decremento, y cualquier expansión futura del sistema.
- Paso 7: Si la GPR del diseño preliminar está por debajo de la tensión de toque tolerable, ningún análisis adicional es necesario. Sólo lo requiere el conductor para proporcionar acceso a la tierra de los equipos. - Paso 8: El cálculo de la malla y tensiones de paso de la red según el diseño puede hacerse mediante técnicas de análisis aproximadas descritas en 16,5 para suelo uniforme, o por las técnicas de análisis más precisas de computadora, como se demuestra en 16,8. Nuevas discusiones de los cálculos están reservadas para esas secciones. - Paso 9: Si la tensión de la malla calculada es inferior a la tensión de toque tolerable, el diseño puede estar completo (ver Paso 10). Si la tensión de la malla calculada es mayor que la tensión de toque tolerable, el diseño preliminar debe ser revisado (véase el paso 11). - Paso 10: Si los cálculos de las tensiones de toque y de paso están por debajo de las tensiones tolerables, el diseño sólo necesita las mejoras necesarias para facilitar el acceso a la tierra de los equipos. Si no, el diseño preliminar debe ser revisado (véase el paso 11). - Paso 11: Si bien las tensiones de paso o de tacto superen los límites tolerables, la revisión del diseño de la rejilla es necesaria. Estas revisiones pueden incluir reducir las distancias entre conductores, adicionales tomas de tierra, etc. Más discusiones sobre la revisión del diseño de la malla para satisfacer los límites de las tensiones de paso y de contacto se dan en 16.6. - Paso 12: Después de que cumplan los requisitos de tensiones de paso y de tacto, malla adicional y tomas de tierra pueden que sean necesarios. Los conductores de la malla adicional pueden ser necesarios si el diseño de la rejilla no incluye conductores cerca de equipos para ser conectados a tierra. Las tomas de tierra adicional puede ser requerida en la base de pararrayos, neutros de transformadores, etc. El diseño final también debe revisarse para eliminar los potenciales de transferencia peligrosos y los riesgos asociados con las zonas especiales de preocupación. Ver Cláusula 17.
Tabla 12-Índice de parámetros de diseño
Tabla 12-Índice de parámetros de diseño (continuación)
Tabla 12-Índice de parámetros de diseño (continuación)
16.5 Cálculo de voltajes máximos de paso y de la malla Algoritmos de computadora para determinar la resistencia de la malla, la malla y tensiones de paso se han desarrollado en EPRI TR-100622 [B63]; Dawalibi y Mukhedkar [B42]; Garrett y Holley [B71]; Heppe [B81], y la alegría, Meliopoulos, y Webb [B91]. Estos algoritmos requieren capacidad de almacenamiento considerables y son relativamente caros para ejecutarse, pero las mejoras en los algoritmos de solución y la proliferación de las computadoras de escritorio de gran alcance han aliviado la mayor parte de estas preocupaciones. En algunos casos, no es económicamente justificable utilizar estos algoritmos de computadora, o el diseñador no puede tener acceso a una computadora con la capacidad requerida. Ésta subcláusula, en relación con el anexo D, describe la aproximación de las ecuaciones para determinar los parámetros de diseño y el establecimiento de los correspondientes valores de EM y Es, sin necesidad de usar una computadora. 16.5.1 Tensión de malla (E m ) Los valores de tensión de la malla se obtienen como producto del factor geométrico, K m ., un factor de corrección, K i , que representa algunos de los errores introducidos por las suposiciones hechas en la obtención de K m ; la resistividad del suelo, ρ, y la corriente media por unidad de longitud enterrada efectiva del conductor sistema de tierra (I G / L M ).
16.5.2
Tensión de paso (E s ) El factor geométrico Km (Sverak [B132]), es el siguiente:
Para mallas con varillas de tierra a lo largo del perímetro, o para las rejillas con varillas de tierra en las esquinas de la malla, así como a lo largo del perímetro y en toda el área de la cuadrícula. K ii = 1 Para las mallas sin barras o mallas con sólo unas pocas varillas de tierra, o ninguna ubicadas en las esquinas o en el perímetro.
Utilizando los componentes de cuatro formas de cuadrículas desarrollados en Thapar, Gerez, Balakrishnan, y en Blank [B144], el número efectivo de conductores paralelos en una red dada, n, puede ser aplicable a rejillas rectangulares o en forma irregular que representen el número de conductores en paralelo de una cuadrícula rectangular equivalente.
Donde
n b = 1 para cuadrículas n c = 1 para las mallas cuadradas y rectangulares n d = 1 para las mallas cuadradas, rectangulares y en forma de L en otros casos
LC Lp A LX Ly DM
es la longitud total del conductor en la red horizontal en m es la longitud de periféricos de la red en m es el área de la red en m2 es la longitud máxima de la red en la dirección x en m es la longitud máxima de la red en la dirección y en m es la distancia máxima entre dos puntos cualesquiera de la red en m
y D, h, d se definen en la tabla 12. El factor de irregularidad, Ki, usado en conjunción con la n definida anteriormente es
Para las redes sin varillas de tierra, o con sólo pocas varillas de tierra dispersos en toda la red, pero ninguno de ellos situados en las esquinas o en el perímetro de la red, la longitud efectiva enterrada, LM, es
Dónde LR
es la longitud total de todas las tomas de tierra en m
Dónde Lr
es la longitud de cada barra de tierra en m
16.5.2 Tensión de paso (Es) Los valores de tensión de paso se obtienen como producto del factor geométrico, K S ; el factor de corrección, K i , la resistividad del suelo, ρ, y la corriente media por unidad de longitud del conductor de tierra enterrado del sistema (I G / L S ).
Para las redes con o sin varillas de tierra, la longitud efectiva del conductor enterrado, L S , es
La máxima tensión de paso se supone que ocurre a una distancia de 1 m, comienza y se extiende al exterior del perímetro del conductor en la bisectriz del ángulo de la esquina más extrema de la malla. Para la profundidad de enterramiento habitual de 0,25 m
16.6 Refinamiento del diseño preliminar Si los cálculos basados en el diseño preliminar indican que pueden existir diferencias de potencial peligrosas dentro de la subestación, las posibles soluciones siguientes deberán ser estudiados y aplicados en su caso: a) Disminuir la resistencia total de la malla: Una disminución en la resistencia total de la malla disminuirá el máximo GPR y, por tanto, la tensión de transferencia máxima. La manera más eficaz para disminuir la resistencia de la red de tierra es mediante el aumento de la superficie ocupada por la malla. Barras de conducción enterradas o (pozos, fuentes de agua, manantiales) pueden ser utilizados si el espacio disponible es limitado y las barras penetran las capas inferiores de resistividad. Una disminución en la resistencia de la subestación puede o no puede disminuir sensiblemente los gradientes locales, en función del método utilizado. b) La cerrando la cuadrícula: Mediante el empleo del espaciamiento entre conductores de la malla, el estado de la placa continua puede ser aprovechada más de cerca los potenciales peligrosos dentro de la subestación por lo tanto puede ser eliminado con un costo. El problema en el perímetro puede ser más difícil, especialmente en subestación pequeñas cuando la resistividad es alta. Sin embargo, es generalmente posible, enterrando el conductor de malla de tierra fuera de la línea de la cerca, para asegurarse de que las pendientes de los gradientes queden inmediatamente fuera de este perímetro y no contribuya a los contactos de toques más peligrosos. Otra forma eficaz y económica para controlar gradientes es aumentar la densidad de las varillas de tierra en el perímetro. Esta densidad se puede disminuir hacia el centro de la grilla. Otro enfoque para el control de los gradientes del perímetro y los potenciales de paso es a dos o más conductores paralelos alrededor del perímetro a mayor profundidad, sucesivamente, como a mayor distancia de la subestación se separe. Otro enfoque consiste en variar el espaciado de la malla con conductores más cerrados cerca del
perímetro de la malla (Grupo de Trabajo AIEE [B3]; Biegelmeier y Rotter [B8]; Laurent [B97]; Sverak [B131]). c) Desvío de una mayor parte de la corriente de falla a otros caminos: Mediante la conexión de las cabezas de los cables de tierra de las líneas de transmisión o al disminuir las resistencias al pie de la torre en las cercanías de la subestación, parte de la corriente de falla se desviará de la red. En relación con este último, sin embargo, el efecto sobre los gradientes de falla, cerca de las zapatas de las torre debe ser sopesado. d) La limitación de la corriente de falla total: Si es posible, limitar la corriente de falla total disminuirá la GPR y todos los gradientes en proporción. Otros factores, sin embargo, por lo general no son factibles. Por otra parte, si se logra a expensas de un mayor tiempo de despeje de fallas, el peligro puede ser aumentado y no disminuido. e) Impedir el acceso a zonas restringidas: Impidiendo el acceso a determinadas zonas, cuando sea práctico, reducirá la probabilidad de riesgos para el personal. 16.7 Aplicación de las ecuaciones de E M y E s Varias hipótesis de simplificación se realizan en la obtención de las ecuaciones de E m y Es. Las ecuaciones se compararon con los resultados más precisos de la computadora de los casos con formas diversas de red, tamaños de malla, el número de las varillas de tierra, y longitud de las varillas de tierra, y se comprobó que eran consistentemente mejores que las ecuaciones anteriores. Estos casos incluían rejillas cuadradas, rectangulares, triangulares, en forma de T, y en forma de L. Los casos se realizaron con y sin varillas de tierra. El total de la longitud de la varilla de tierra era muy variado con diferentes números de lugares y longitudes diferentes. El área de las redes se varió de 6,25 m2 a 10 000 m2. El número de mallas a lo largo de un lado se varió entre 1 a 40. El tamaño de malla se varió de 2,5 a 22,5 m. Todos los casos supone un modelo de suelo y el espaciamiento uniforme de conductor uniforme. La mayoría de ejemplos prácticos de diseño de la rejilla se consideraron. Las comparaciones que encontraron en el seguimiento de los resultados de las ecuaciones a las del computador una precisión aceptable. 16.8 Uso del análisis de computadora en el diseño de la malla Dawalibi y Mukhedkar [B42]; EPRI TR-100622 [B63], y Heppe [B80] describen algoritmos computacionales para el modelado de sistemas de puesta a tierra. En general, estos algoritmos se basan en: a) Modelado de los componentes que integran el sistema de puesta a tierra (conductores de la malla, varillas de tierra, etc.) b) La formación de un conjunto de ecuaciones que describen la interacción de estos componentes. c) Resolución de la corriente de falla a tierra que fluye de cada componente a la tierra. d) Calcular el potencial en cualquier punto de la superficie deseada por todos los componentes individuales. La precisión del algoritmo de la computadora depende de cuán bien sea el modelo de suelo y la disposición física que reflejen las condiciones reales de campo.
a) Hay varias razones que justifican el uso de algoritmos de computadora más precisos en el diseño del sistema de tierra. Estas razones incluyen b) Parámetros que superan las limitaciones de las ecuaciones. c) Un modelo de dos o más capas de suelo es preferido debido a variaciones significativas en la resistividad del suelo. d) La desigual en el espaciamientos de los conductores de la cuadrícula o la barra de tierra no puede ser analizada utilizando los métodos aproximados de 16,5. e) Más flexibilidad en la determinación de puntos locales de peligro se pueden desear. f) La presencia de estructuras metálicas enterradas o conductor no conectados al sistema de puesta a tierra, que introduce complejidad al sistema.
