o comportamento de um sistema de aterramento … · na malha, as hastes de aterramento são...

O COMPORTAMENTO DE UM SISTEMA DE ATERRAMENTO DE UMA SUBESTAÇÃO DE ENERGIA FRENTE À SITUAÇÃO DE FALTA DE ALTA IMPEDÂNCIA

MARCOS A. R. GAMITO , MÁRIO OLESKOVICZ

Escola de Engenharia de São Carlos, USP Av. Trabalhador são-carlense, 400, Pq. Arnold Schimidt, 13566-590, São Carlos, SP

E-mails: [email protected], [email protected]

Abstract This work presents the study of the behavior of a grounding system operating in single-phase fault conditions char-acterized by high impedance. For the grounding system modelling it was used the transmission lines theory, through distributed parameters, which conductor was modeled in portions along its length. For the grounding system analysis, the ATP (Alternative Transients Program) software was used. The system was also modeled by using commercial software. The software were used to validate the model simulations response in face of the step and touch voltage, and the grounding mesh resistance amount generat-ed by ATP software based on the fundamental frequency. Through the results of the model simulations proposed through ATP software, it was possible to identify a larger overvoltage in the electric system safe phases, when occurring a fault of high imped-ance, and when compared to the traditional models most frequently used.

Keywords Grounding, short circuit, ground impedance, step voltage, surge.

Resumo Este trabalho apresenta o estudo do comportamento de um sistema de aterramento operando em condições de falta de alta impedância. Para a modelagem do sistema de aterramento foi utilizado a teoria de linhas de transmissão, mediante parâme-tros distribuídos, pela qual o condutor foi modelado em porções ao longo de seu comprimento. Para a análise do sistema de ater-ramento foi utilizado o programa ATP (Alternative Transients Program), e uma ferramenta computacional comercial para a mo-delagem do mesmo, com o intuito de validar as respostas de tensão de passo, tensão de toque e valor da resistência da malha de aterramento gerado pela ferramenta computacional ATP com base na frequência fundamental. Mediante os resultados das simu-lações do modelo proposto via o ferramenta computacional ATP, quando comparados aos modelos tradicionais usualmente utili-zados, foi possível identificar uma sobretensão maior nas fases sãs do sistema elétrico frente à ocorrência de uma falta de alta impedância.

Palavras-chave Aterramento, curto-circuito, impedância de aterramento, falta de alta impedância, tensão de passo, sobreten-sões.

1 Introdução

O aterramento de sistemas elétricos tem desper-tado e mantido ao longo do tempo o interesse de diversos pesquisadores. Muito provavelmente, tal interesse está relacionado à importância do aterra-mento para um bom desempenho do sistema elétrico como um todo e, principalmente, devido às questões de segurança do corpo técnico diretamente envolvi-do, bem como dos usuários finais da energia elétrica. Historicamente, os primeiros esquemas de aterra-mento foram frutos de uma longa evolução, orientada pelo objetivo de proteger melhor as pessoas contra choques elétricos e dos efeitos gerais da passagem de corrente pelo corpo humano (IEEE, 2000). No Brasil, devido às características peculiares do solo, que possui valor médio de resistividade elevado (superior a 1.000 Ω.m na maior parte do território), o projeto e construção de malhas de aterramento ade-quadas à segurança dos seres vivos, e que garantam um bom desempenho do sistema, constituem laborio-sa tarefa. Nesse sentido, os sistemas de aterramento apresentam uma singular importância no que concer-ne a sua influência no desempenho do sistema e na proteção humana (IEEE, 2007). Neste contexto, este trabalho apresenta um estudo do comportamento de uma malha de aterramento ope-rando em condições de falta de alta impedância. Toda a modelagem da malha do sistema de aterra-mento e as simulações de curto-circuito (falta de alta

impedância) foram simuladas via ferramenta compu-tacional ATP (Alternative Transients Program), no intuito de verificar a resposta do sistema elétrico operando nessas condições, ou seja, na presença de correntes de falta de alta impedância. Vale frisar que atualmente as ferramentas computa-cionais comerciais disponíveis não permitem este tipo de análise, já que fazem uma análise somente no domínio da frequência fundamental do sistema elé-trico (SKM, 2009).

2 Teoria de Linhas de Transmissão

Embora os modelos com parâmetros concentra-dos sejam de fácil compreensão, estes são aproxima-ções das leis fundamentais do eletromagnetismo. Em circuitos de sinais de baixa frequência e, consequen-temente, com sinais de grande comprimento de onda, estes modelos produzem resultados com precisão suficiente para o dimensionamento elétrico. Contudo, para altas frequências, aumentam os efeitos não previstos em tais modelos que se traduzem em erros de avaliação tornando o uso inadequado. Neste caso, é necessária a utilização de modelos com parâ-metros distribuídos, onde o condutor é subdividido em vários trechos de células PI, conforme o modelo utilizado para modelagem de linhas de transmissão em alta tensão (Santos, 2009). Para a modelagem de malhas de aterramento é co-mum representar os condutores e hastes de aterra-

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

1858

mento por modelos PI, constituídos de indutâncias e resistências para a terra, conforme ilustrado na Fig. (1). Nessa modelagem considera-se desprezível o efeito capacitivo dos condutores e hastes.

Figura 1. Eletrodo de aterramento segmentado e sua representação

mediante um circuito PI.

Pela modelagem, cada modelo de circuito PI repre-senta um cabo desde que o comprimento não seja superior a 10% do comprimento de onda do surto considerado. Considerando uma frequência próxima a 1 MHz para os transitórios decorrentes das descar-gas atmosféricas, e estes como sendo os de maior número de ocorrência em sistemas elétricos, obtém-se então um comprimento máximo 30 metros de cabo para cada circuito PI (Santos, 2009). Na malha, as hastes de aterramento são colocadas em pontos estratégicos, sendo que o comprimento das mesmas está em torno de 3,0 m, valor este que pro-duz uma indutância praticamente desprezível quando comparada com a indutância do cabo. Por conseguin-te, é comum representar a haste de aterramento so-mente pela sua resistência de aterramento. Portanto, associado às resistências de aterramento do cabo, tem-se as resistências das hastes. Em princípio, é comum pensar que um modelo no qual cada lado dos quadriláteros internos da malha seja representado por um circuito PI é a melhor op-ção para representação do sistema, mas isto pode não ser verdadeiro. Na verdade, um surto de tensão, ou de corrente, ao atingir a malha de aterramento deverá “enxergar” a impedância equivalente daquele ponto para a terra (Santos, 2009). Assim sendo, em uma simulação computacional, o programa utilizado de-verá resolver o circuito da malha de terra e determi-nar a sua impedância equivalente. Para que isto seja feito de forma correta, é preciso que todas as caracte-rísticas do solo e acoplamentos magnéticos sejam consideradas. Sabe-se que o paralelismo em sistemas de aterramen-to segue uma regra específica, na qual os parâmetros geométricos do sistema influenciam no resultado final (Kindermann, 1998). Contudo, os programas computacionais de transitórios elétricos, geralmente, não incorporam nenhum modelo específico para solução de malhas de aterramento. Portanto, a melhor opção é adaptar o modelo às necessidades e disponi-bilidade computacionais. A Fig. (2) ilustra uma malha de terra convencional. Já a Fig. (3) representa um modelo de uma malha de terra da Fig. (2) transformada em circuitos PI. Vale comentar que cada parâmetro da célula PI, indutância e resistência são calculados conforme

equações pertinentes, que serão posteriormente apre-sentadas.

Figura 2. Exemplo de uma malha de terra.

Figura. 3. Modelagem de uma malha de terra em 4 células PI.

2.1 Cálculos dos Parâmetros do Condutor Vertical e Horizontal

Neste trabalho, para se determinar a indutância do condutor (própria e mútua), utilizou-se de uma sub-rotina do software ATP conhecida como Cable Constants (Prikler, 2009), a qual é a mesma utilizada para a modelagem de cabos subterrâneos (Prikler, 2009). Tal sub-rotina permite que o usuário, de posse dos dados geométricos do condutor, obtenha parâme-tros elétricos, tais como indutância própria e mútua, resistência e capacitância para a terra. Depois de obtidos os valores de indutância própria e mútua, efetuou-se o cálculo da indutância equivalen-te dos condutores de cada circuito PI (Kinderman, 1998). Para tanto, implementou-se via a interface do software ATPDraw (Prikler, 2009), um circuito com o número de condutores de cada célula PI idênticos e em paralelo, submetendo-os a uma fonte de tensão. Colocou-se cada condutor um a um em paralelo com os demais. Mediante estudos anteriormente realiza-dos deste circuito (Lynce, 2007), concluiu-se que a indutância equivalente para todos os PI pode ser calculada mediante a seguinte equação (1):

( )∑ =+= n

j ijiieq MLn

L2

.1

(1)


1859

Na qual, é a indutância série equivalente em (H/m);

é a indutância própria do condutor em (H/m); é a indutância mútua do condutor em (H/m); e n é o numero de condutores (horizontais ou verti-cais). As indutâncias representativas dos condutores que interligam os PI foram obtidas com esta mesma me-todologia. Para a determinação da resistência de cada condutor a terra, utilizou-se da seguinte equação (2) (Kinder-mann, 1998):

+−+−

=

4

2

2

.2

1

.22..2

ln.

..2

l

p

l

p

l

p

pr

l

l

aRl π

ρ

(2)

Na qual, é a resistência de um condutor horizontal (em Ω); é a resistividade aparente do solo (em Ω.m); l é o comprimento do condutor em (m); r é o raio do condutor em (m); e p é a profundidade do condutor no solo em (m). Para o cálculo da resistência equivalente de cada circuito PI utilizou-se da seguinte equação (3) (Kin-dermann, 1998).

+++=NdNN

RR a 1

...3

1

2

1.

..1

πρ

(3)

Na qual, é a resistência equivalente dos condutores horizon-tais ou verticais em (Ω); é o numero de condutores verticais ou horizontais; e d é a distância média entre os condutores em (m). As resistências ligadas à terra dos condutores que interligam os PI são obtidas com esta mesma meto-dologia. Depois de determinar a indutância e a resistência equivalente para cada circuito PI, as indutâncias e as resistências equivalentes ao serem associadas em circuitos PI devem ser multiplicadas por 2 e 4, res-pectivamente. Esta multiplicação tem por objetivo encontrar os valores iniciais das resistências e das indutâncias antes de serem associadas em série e paralelo (Lynce, 2007). Concluída a modelagem dos condutores, na etapa seguinte, efetua-se a modelagem das hastes. Neste trabalho, fez-se a representação da haste no ATP mediante de uma resistência com o valor determina-do pela equação (4) ficando:

−

= 14

ln... r

l

lNR a

πρ

(4)

Na qual, é a resistência equivalente da haste (em Ω); l é o comprimento da haste em (m); é a resistividade aparente do solo (em Ω.m); e r é o raio da haste em (m). Para o cálculo das resistências associadas em parale-lo, equivalente ao número de hastes da malha para cada célula PI, utilizou-se o fator de multiplicação da Tab. (1).

Tabela 1. Fator de Multiplicação para Hastes, Conforme IEEE Std 142-2007.

Número de Hastes Fator F

2 1,16 3 1,29 4 1,36 8 1,68 12 1,80 16 1,92 20 2,00 24 2,16

3 Modelagem e Estudo do Comportamento da Malha de Aterramento

No presente trabalho foi modelada mediante a ferramenta computacional ATP uma malha de ater-ramento de uma subestação de uma termelétrica com capacidade instalada de 100 MW de geração. Outro fato importante é que foi utilizado um software co-mercial para a validação do modelo proposto, no intuito de validar o valor da resistência de aterramen-to, tensão de passo e de toque para o sistema elétrico analisado na frequência de operação (fundamental) que é de 60 Hz.

3.1 Aplicação do Software Comercial para Dimensi-onamento da Malha de Aterramento

Mediante o levantamento realizado em campo e dos resultados provenientes da utilização do software comercial GroundMat (SKM, 2009), foi determinado à estratificação do solo em duas camadas, conforme apresentado na Tab. (2). Para o dimensionamento da malha mediante do mé-todo tradicional, foi necessário conhecer além das grandezas físicas do solo, as grandezas físicas dos condutores horizontais, verticais e das hastes a serem utilizadas na construção da malha de aterramento.

Tabela 2. Estratificação do Solo em Duas Camadas.

Camadas Resistividade do Solo (Ω.m)

Espessura (m)

1 964 2,2021 2 2007 ∞


1860

Sendo assim, sabendo que a corrente de curto circui-to máximo do local é de 21,4 (kA), tem-se o cálculo da seção do condutor, conforme (5) (IEEE, 2000):

++

=

−

a

m

rrc

mm

Tk

Tk

t

TCAPIA

0

04

²

ln...10.

1.

ρα

(5)

Na qual, ² é a seção do condutor utilizado na malha de terra em (mm²); é a corrente de curto-circuito em (kA); é a capacidade térmica do condutor por volu-me em (J/cm³.°C); t é a duração da corrente de curto-circuito em (s); α é o coeficiente térmico da resistividade do materi-al em (1/°C); ρ é a resistividade do condutor do material em (µΩ.cm); é uma constante do material em (°C); T é a temperatura ambiente em (°C); e T é a temperatura máxima permitida pelo material em (°C). Pela equação (5), chega-se então ao valor de 54,14 mm². Considerando uma seção superior normalizada, tem-se a seção de 70 mm². Como a subestação possui uma dimensão média de 60 m de comprimento por 26 m de largura, foi possí-vel determinar a área utilizada pela malha, conforme a Fig. (4), onde a área demarcada em amarelo é o local onde se encontram fisicamente instalados os equipamentos da subestação. Para a determinação do tamanho da malha é necessá-rio que esta esteja sobre toda a área da subestação e que, quando necessário, se estenda ao seu redor com o intuído de diminuir o valor da resistência de ater-ramento para um valor menor que 10 Ω (NBR 5419, 2005). Neste sentido, primeiramente, foi dimensionada uma malha do tamanho da subestação. Contudo, pelo valor da resistência maior do que 10 Ω encontrado via o software comercial GroundMat, aumentou-se o tamanho da malha até que o valor ficasse menor do que 10 Ω. Sendo assim, conforme ilustrado pela Fig. 4, o tamanho da malha extrapolou o tamanho da instalação física da subestação. Para a malha de aterramento da Fig. (4), a quantidade de cabos utilizados de 70 mm² foi de 3.852 m, jun-tamente com 43 hastes de 5/8” de cobre CooperWeld de 250 µm com 6 m de comprimento. Com essa quantidade de cabos e hastes e com o arranjo de malha chega-se ao um valor de resistência de aterra-mento de 9,6 Ω, valor menor que o recomendado pela norma NBR 5419 que é de 10Ω.

Figura 4. Malha de aterramento (as linhas representam os conduto-

res e os pontos as hastes).

O próximo passo foi determinar os níveis máximos de tensão de passo e de toque em Volts que o corpo humano de 70 kg pode suportar, conforme as equa-ções (6) e (7), respectivamente.

( )p

bstc

t

CE

ρ..236,0157+= (6)

Na qual, é a tensão de toque suportável em (V); é fator de redução; ! é a resistividade da cobertura em (Ω.m); e "# é o tempo de atuação da proteção em (s). Para este estudo, considera-se um tempo de meio segundo para o tempo de atuação do sistema de pro-teção, um fator de redução de 0,678 e 3.000 (Ω.m) como valor da camada de cobertura do concreto. Foi considerado uma camada de concreto de 0,05m na superfície da área da subestação. Com base nestes valores e pela equação (6), chega-se então a tensão de toque de 901 (V) (IEEE, 2000). Para a determinação da tensão de passo suportável pelo ser humano, utiliza-se a equação (7).

( )p

bspa

t

CE

ρ..942,0157+= (7)

Na qual, # é a tensão de passo suportável em (V); é fator de redução; ! é a resistividade da cobertura em (Ω.m); e "# é o tempo de atuação da proteção em (s). Com base nos valores anteriormente apresentados para o tempo de atuação do sistema de proteção, do fator de redução e do valor da resistividade da cama-da de cobertura do concreto, pela equação (7), chega-


1861

se a um valor da tensão de passo de 2.933 (V) (IEEE, 2000). Analisando a Fig. (5), verifica-se que o nível de ten-são de passo da malha esta dentro dos níveis aceitá-veis.

Figura 5. Níveis de tensão de passo.

Pela Fig. 5, observa-se que o nível de tensão de passo na área dos equipamentos encontra-se entre 0 e 477,7 (V). Com isso pode-se afirmar que este arranjo de malha atende os níveis calculados pela equação (7). Analisando a Fig. (6) verifica-se que o nível de ten-são de toque da malha esta dentro dos níveis aceitá-veis na região onde se encontra os equipamentos elétricos.

Figura 6. Níveis de tensão de toque (Software GroundMat).

O nível de tensão no centro da malha é menor que 161,1(V), e na periferia o valor observado é de 644(V). Ambos os valores estão dentro dos limites aceitáveis, conforme calculados pela equação (6). Esses cálculos são de extrema importância para ga-rantir a eficiência da malha tanto no quesito de fun-cionalidade do sistema elétrico, quanto de segurança pessoal. A Fig. (7) ilustra os dois níveis de tensão de passo e de toque apresentados anteriormente. A parte superi-or mostra os níveis da tensão de toque, pelos quais se observa que na periferia da malha existe uma dife-

rença maior da tensão de toque em relação ao centro da malha. Já no gráfico em amarelo, observa-se que os valores da tensão de passo são uniformes em toda a extensão da malha de terra.

Figura 7. Níveis de tensão de toque e de passo (Software

GroundMat).

3.2 Aplicação do Software ATP

Utilizando os modelos propostos nas Fig.(2) e Fig.(3), bem como as equações (2) e (3) para o cálcu-lo da indutância e resistência dos condutores horizon-tais e verticais, e das hastes, é possível modelar a malha do sistema de aterramento anteriormente pro-posta via o software ATP. Vale lembrar que esta modelagem é baseada no modelo da teoria de linhas de transmissão e será implementada neste trabalho com o intuito de analisar o efeito do sistema de ater-ramento operando em condições de faltas de alta impedância. Faltas de alta impedância ocorrem com muita fre-quência em sistemas de distribuição de energia elé-trica, tornando assim sua modelagem real muito importante. Conforme será posteriormente apresen-tado, para a modelagem da falta de alta impedância foi utilizado um resistor não linear em série com um indutor de 3 (mH) (Nakagomi, 2006). Como primeiro passo para a modelagem, divide-se a malha em células PI e determina-se a quantidade de células para que a modelagem atenda a resposta em frequência das possíveis correntes transitórias. A Fig.(8) retrata como foi feito essa divisão e quan-tas células foram geradas. Determinando os valores das resistências e indutân-cias a malha se torna conforme a Fig.(9). Modelada a malha, o passo seguinte é a comparação dos valores de tensão de passo, de toque e o valor da resistência da malha apresentados por esta modela-gem via o software ATP, com as respostas geradas pelo software comercial.


1862

Figura 8. Arranjo das células PI para a modelagem da malha de

aterramento via o software EMTP/ATP.

Figura 9. Valores das grandezas elétricas de cada célula PI. A partir da modelagem via o software ATP, injeta-se, por uma fonte de corrente, uma corrente de 1 (A) em um ponto de conexão de terra da malha, conforme indicado na Fig. (10). Medindo-se então o nível de tensão, foi possível calcular o valor da resistência elétrica, que para esta situação foi de 7,6 (Ω). Realizando os mesmos procedimentos apresentados em (Lynce, 2007) para determinar a tensão de toque e passo, foram observados os valores de 114 (V) e de 94 (V), respectivamente. Valores estes que estão dentro dos limites calculados e da faixa dos níveis de cores apresentados anteriormente, Fig. 5 e Fig. 6. A Fig. (10) retrata como foi realizada a medição da resistência da malha via o software ATP. Esta tam-bém aponta os dois pontos (U3 e U4) abaixo da fonte de corrente (U1) onde foi feita a medição da tensão de passo e o medidor de tensão (U2) onde foi feita a medição da tensão de toque Fig. (10).

Figura 10. Método de medição do valor da resistência da malha de

terra e medição dos níveis de tensão de passo e de toque via o software ATP.

Variando a frequência do sinal da corrente de 1 (A) injetada na malha conforme apontado na Fig.(10), estabeleceu-se a variação da frequência em relação ao nível do valor da resistência da malha de terra como ilustrado pela Fig. (11).

Figura 11. Variação do valor da resistência da malha de terra em

relação à frequência.

Outro fato importante é que, medindo a corrente injetada pela fonte em um ponto distante da malha, também apontado na Fig.(10), verificou-se que quan-to maior a frequência da corrente injetada, menor a corrente medida neste ponto distante, conforme ilus-trado na Fig.(12). O próximo passo foi comparar o modelo de malha de terra proposto pela teoria de linhas de transmissão com o modelo tradicional de representar a malha de terra por apenas um resistor, com o intuito de verifi-car quais os efeitos de ambos os modelos na presença de falta com arco elétrico (característica da falta com alta impedância), visto que este tipo de falta possui grande quantidade de componentes harmônicos (Na-kagomi, 2006). O sistema elétrico implementado nesta fase do traba-lho está representado pela Fig.(13), assim como os dois sistemas de aterramento, o modelo proposto, e o modelo convencional, representado na figura por um resistor apenas.


1863

Fig. 12. Variação do valor da corrente elétrica em relação à varia-

ção da frequência.

Figura 13. Sistema elétrico implementado e malhas de terra (mo-

delo proposto e modelo convencional).

Pela implementação e execução do circuito da Fig.(13), obteve-se a forma de onda da Fig.(14), e o respectivo espectro harmônico da Fig.(15), as quais representam uma forma de onda da corrente de falta de alta impedância, que foi caracterizada, para este estudo, por um valor 30% menor do que a de corren-te de um curto circuito monofásico sólido (franco). A falta monofásica de alta impedância foi aplicada logo após a chave 01 da Fig. (13) (Nakagomi, 2006). Para determinar os níveis de tensão das fases foi utilizado um medidor de tensão logo após a linha e antes da chave onde ocorreu a falta. Através da simulação realizada (Fig. 13), percebe-se na Tab. (3) que o nível de tensão das fases sãs, devi-do à ocorrência da falta de alta impedância, possui valores maiores quando a malha de terra do sistema é a malha proposta neste trabalho. Quando a malha de terra do sistema é representada apenas por um resis-tor, os níveis de tensão das fases sãs são menores em relação ao modelo proposto.

Figura 14. Forma de onda da corrente caracterizada por uma

situação de falta de alta impedância.

Figura 15. Espectro da forma de onda da corrente caracterizada

por uma falta de alta impedância.

O fator determinante para este resultado se deve ao fato de que as correntes harmônicas encontram uma dificuldade maior para se dissipar na malha devido à impedância da mesma, que pode ser notada pelo seu tamanho e pela quantidade de hastes e cabos utiliza-dos para a sua construção. Quanto maior a frequência harmônica maior será a dificuldade para a corrente se dissipar na malha de maior geometria, conforme ilustra a Fig. (12).

Tabela 3. Sobretensão medida na fase sã (B) devido a uma falta monofásica de alta impedância (envolvendo a fase A).

Carga do sistema (MW)

Fator de sobre tensão - fase sã (B) (malha de terra - resistor)

Fator de sobre tensão - fase sã (B) (malha de terra - modelo

proposto)

Diferença percentual

(%)

0 1,113 1,149 3,261 0,1 1,110 1,145 3,212 0,2 1,108 1,142 3,163 0,3 1,105 1,139 3,124 0,4 1,103 1,136 3,062 0,5 1,101 1,133 3,012


1864

Sendo assim, o modelo proposto de malha de terra é capaz de retratar melhor o comportamento do ater-ramento para frequências diferentes da fundamental.

4 Conclusão

Este trabalho apresentou o estudo do comporta-mento de um sistema de aterramento operando em condições de falta de alta impedância. Mediante a modelagem proposta nesta pesquisa para a malha de terra via o software ATP foi possível verificar o comportamento desta operando na condi-ção de falta de alta impedância (caracterizada pela presença de arco elétrico). Pelo que foi constatado na pesquisa, frente a esta situação, a variação do valor da impedância de um sistema de aterramento pode aumentar em até 3% o nível de sobretensão nas fases sãs do sistema elétrico, sendo também sensível à variação da carga do siste-ma elétrico para uma mesma impedância de curto-circuito. Pelos resultados encontrados até o momento, alerta-se para a necessidade e uma melhor análise das situa-ções operacionais passíveis de ocorrência no sistema elétrico e que venham a apresentar uma composição harmônica nas formas de ondas das tensões e/ou correntes diferentes da frequência fundamental. A grande importância desse estudo está relacionada ao fato de que os níveis de sobretensão nas fases sãs de um sistema elétrico, quando submetido a um curto-circuito de alta impedância, pode afetar a isolação dos equipamentos elétricos envolvidos nesse tipo de falha.

Referências Bibliográficas

IEEE, 2000. IEEE Standard 80: Guide for Safety in AC Substation Grounding. New York: IEEE.

IEEE, 2007. IEEE Standard 142: Recommended Practice for Grounding of Industrial and Commercial Power System. New York: IEEE.

Kindermann, G. and Campagnolo, J. M. (1998). Aterramento Elétrico, Editora Sagra Luzzatto, Porto Alegre-RS.

Lynce, Marcelo. (2007). “Introdução ao Programa ATP”, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG.

Nakagomi, M. Renato. (2006). “Proposição de um Sistema para Simulação de Faltas de Alta Impedância em Redes de Distribuição”, Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG.

NBR5419, 2005. ABNT NBR5419: Proteção de estruturas contra descargas atmosféricas , Rio de Janeiro- RJ

Prikler, L. and Høidalen, H. (2009). “User Manual”, available at: www.elkraft.ntnu.no/atpdraw/ATPDMan56.pdf.

Santos, G. C. (2009). “A Influência da Resistencia de Terra nos Efeitos das Descargas Atmosféricas”,

Universidade Federal de Uberlândia, Uberlândia-MG.

SKM, S. Analysis. (2009). “GroundMat Tutorial”, Manhattan Beach, CA.


1865

o comportamento de um sistema de aterramento … · na malha, as hastes de aterramento são...

Documents