1
Introdução
No setor
elétrico um dos grandes problemas que as concessionárias distribuidoras de
energia elétrica enfrentam está diretamente relacionado às consequências provocadas
pelas descargas atmosféricas que impactam as redes aéreas, refletindo de forma
negativa na qualidade do fornecimento.
Segundo Coelho,
a partir de dados coletados de concessionárias que atuam nos estados do Sul do
Brasil, estima-se que mais de 300.000 interrupções de fornecimento elétrico das
Redes Aéreas de Distribuição (RAD) acontecem por ano tendo como causa exclusiva
as descargas atmosféricas. Esse número representa mais do que o 30% do total
das interrupções acidentais anuais destas redes [1]. Outro exemplo desta constatação é apresentado
por Ávila, em pesquisa onde relata-se que no estado de Minas Gerais as descargas
atmosféricas são responsáveis por aproximadamente 80% das interrupções
acidentais causadas por fenômenos naturais nas redes de distribuição, o que
equivale a 40% do número total de interrupções sofridas por todo o sistema
elétrico sob a responsabilidade da CEMIG, principal concessionária do estado [2].
Assim, a
busca de alternativas para melhorar o desempenho do sistema de proteção contra descargas
atmosféricas nas redes é um quesito prioritário para as concessionárias. Neste
contexto, o aterramento elétrico exerce um papel fundamental, pois proporciona
um caminho de baixa impedância para a corrente de surto atmosférico em direção
ao solo.
No caso
específico das RAD, as malhas de aterramento empregadas são geralmente de
pequenas dimensões, devido aos custos envolvidos e às restrições impostas pelas
limitações de espaço físico para sua instalação. Tipicamente, essas topologias
consistem em hastes cilíndricas condutoras enterradas verticalmente no solo, alinhadas
e interligadas. A configuração mais comum é constituída por três hastes de aço
cobreado com 2,4 metros de comprimento e espaçadas a 3 metros, enterradas a uma
profundidade mínima de 30 centímetros, como ilustrado esquematicamente na Figura
1.
Figura 1: Topologia típica de aterramento elétrico para RAD – Hastes
verticais em linha, interligadas.
Fonte: Dos autores.
Cada
quilometro da RAD deve possuir, no mínimo, seis pontos de aterramento. Essa
quantidade é devida ao fato de que os neutros do lado de baixa tensão da rede
devem estar aterrados no máximo a cada 200 metros. Ainda, todos os equipamentos
de média tensão instalados nos postes, assim como os finais de linha, devem
obrigatoriamente estar aterrados. O aterramento é executado na proximidade da
base dos postes, estando ligado pelo cabo de descida às estruturas da rede
localizadas no topo (conexões dos neutros, carcaça dos transformadores, para-raios
do lado primário, etc.).
Os valores máximos de resistência de aterramento estipulados
pelas concessionárias ficam na faixa típica entre 10 e 20 (Ω). O valor
específico do limite para cada RAD depende da sua localização (rural ou
urbana), do nível da média tensão do lado primário (13,8 kV; 23,5 kV ou 34,5
kV) e da potência instalada do transformador de distribuição.
Todavia, não é
incomum que os valores de resistência de aterramento na prática sejam maiores
do que os exigidos pelas normas das concessionárias. O Brasil é um país de
dimensões continentais com grande diversidade nas características do solo, tendo
predominância de regiões que apresentam níveis médios e elevados de
resistividade elétrica [1, 3, 4]. Sabendo que a resistência do aterramento é diretamente proporcional à
resistividade do solo, em muitos casos os valores medidos de resistência ultrapassam
os limites, podendo inclusive atingir a ordem de centenas de Ohms [1, 3, 4, 5].
Desta forma, para
obter níveis aceitáveis nas instalações, as empresas devem executar
modificações nas topologias, estando entre as ações mais recorrentes: a)
aumento do número de hastes alinhadas; b) uso de hastes profundas, para atingir
camadas do solo com menor resistividade; c) aumento do espaçamento entre as
hastes; d) uso de malhas horizontais reticuladas, com hastes nas intercepções;
e) uso de malhas radiais e f) tratamento químico do solo. Em todos os casos,
haverá o aumento da complexidade e do custo da obra, além das possíveis
restrições de espaço físico para implantar as adequações, principalmente em
ambientes urbanos.
Por outro
lado, os postes de concreto armado (do tipo duplo T e circulares), são atualmente
os mais utilizados nas RAD. Por exemplo, a concessionária CELESC no estado de
Santa Catarina possui mais de 150 mil quilômetros de redes de média e baixa
tensão [6]. O vão médio entre postes é de 70
metros, aproximadamente. Isto significa que existem mais de 2 milhões de postes
instalados, sendo a maioria de concreto (com a exceção de redes rurais antigas,
que ainda possuem alguns postes de madeira). Os postes circulares são mais
caros e ficam restritos basicamente às redes urbanas e aos troncais primários
importantes. Desta forma, os postes duplo T tem uma maior abrangência de
instalação (redes urbanas e rurais), representando aproximadamente 60% do total
em operação da concessionária.
Os postes de
concreto apresentam em sua composição barras de aço longitudinais e suas bases são
enterradas no solo a uma profundidade de até dois metros. Devido às bases
engastadas permanecerem úmidas sob o solo e à própria composição físico-química
do concreto, a resistividade elétrica é baixa. Valores relatados na literatura
oscilam entre 30 e 120 (Ωm) [5, 7, 8], faixa semelhante à de um solo classificado de baixa
resistividade.
Assim, estes
fatos sinalizam para a possibilidade da utilização das bases engastadas dos
postes de concreto como uma alternativa técnica e econômica para o aterramento
efetivo das RAD, em substituição aos eletrodos convencionais, na tentativa de
reduzir custos e os riscos de falhas nas redes.
No Brasil existem
poucas pesquisas sobre o assunto, merecendo especial destaque o estudo feito
pela Companhia Paulista de Força e Luz (CPFL), que envolveu o projeto, a construção
e teste de um protótipo de poste autoaterrado diferenciado para RAD [5]. Segundo esta pesquisa, a estrutura dos postes
convencionais foi modificada, substituindo a brita na parte da base engastada
por uma massa de concreto condutivo, constituída por coque metalúrgico fino. Desta forma, os autores conseguiram
diminuir a resistividade elétrica da base entre cinco e nove vezes, em
comparação à dos postes convencionais. Foram executadas instalações piloto substituindo
156 postes convencionais pelo autoaterrados em várias RAD da concessionária no
estado de São Paulo. Nesses pontos, os aterramentos foram desligados. Os
resultados das medições, antes e depois da substituição, indicaram uma redução
média no valor da resistência de aterramento das instalações de 81,8%,
comprovando que este tipo de poste garante por si só o aterramento.
Neste
contexto, o presente trabalho teve por objetivo desenvolver um estudo, do ponto
de vista eletromagnético e térmico, da viabilidade do uso das bases engastadas dos
postes de concreto convencionais como topologia de aterramento para as RAD.
Para isso, foram desenvolvidos cálculos analíticos, medições e simulações
numéricas, no intuito de comparar o comportamento das bases dos postes em
relação às hastes verticais. Os principais parâmetros quantificados foram a
impedância transitória, a resistência de aterramento e a transferência de calor
devida ao surto à estrutura do poste.
2
Desenvolvimento
2.1
Medições
de resistência de aterramento
No estudo
foram efetuadas medições da resistência de aterramento de um segmento de poste
de concreto do tipo duplo T 11m/300daN (ver figura 2), um dos mais comuns tanto
em redes urbanas quanto rurais. A base foi engastada no solo a uma profundidade
de 1,8 metros.
Figura 2: A esquerda o segmento de poste tipo duplo T utilizado no
estudo para a medição da resistência de aterramento e em seu lado suas
dimensões em centímetros.
Fonte: Dos autores.
Para fins de
comparação, no campo de testes também foram enterradas uma haste vertical de aço
cobreado de 1,8 metros de comprimento e 12,7 milímetros de diâmetro, assim como
um segmento de poste de concreto de seção circular engastado na mesma
profundidade do poste duplo T.
Para executar
as medições de resistência de aterramento, foi utilizado um equipamento terrômetro
digital e aplicado o método de queda de potencial conforme a norma NBR 15749 [9]. No total, foram obtidas 15 medições
para cada uma das três topologias em um período de aproximadamente 4 meses. O
perfil da resistividade elétrica do solo do campo de testes em função da
profundidade também foi obtido mediante medições, utilizando o terrômetro e
aplicando o método de Wenner, seguindo a norma NBR 7117 [10]. Os resultados das medições serão
apresentados e discutidos na seção 3 deste artigo.
2.2
Modelagem
analítica da base do poste de concreto
Foi
desenvolvido um modelo simplificado da base engastada do poste de concreto do
tipo duplo T, considerando uma seção circular transversal equivalente, como
mostrado na figura 3.
Figura 3: Modelo simplificado da base engastada do
poste de concreto.
Fonte: Dos autores.
A expressão
analítica para o cálculo de resistência de terra foi derivada da proposta pela
diretriz internacional IEEE Std 80, para estimar a resistência de uma haste vertical embutida em concreto [11].
(1)
Sendo: R
(Ω) a resistência do modelo da base do poste; ρc (Ωm) a resistividade do
concreto; l (m) o comprimento da parte engastada da estrutura; ρs
(Ωm) a resistividade aparente do solo; rc (m) o raio equivalente do
concreto e rfe (m) o raio equivalente do condutor. No presente trabalho
o rfe tem valor de 4 milímetros, correspondente ao raio do vergalhão
longitudinal de aço onde é efetuada a excitação (injeção do surto de corrente
advindo da descarga atmosférica).
Para o cálculo
da resistência de aterramento no caso de uma haste vertical simples, foi empregada
a conhecida expressão de Dwing [12]:
(2)
onde: R1H (Ω) é a resistência de aterramento da
haste vertical; 
(Ωm) é a resistividade aparente do
solo; r e l, em metros, são o raio da seção transversal e o
comprimento da haste, respetivamente.
No caso das
topologias de várias hastes verticais idênticas interligadas (conforme
ilustrado na figura 1), para obter a resistência equivalente do conjunto é
aplicado um fator de redução à expressão (2). Este coeficiente depende da
quantidade de hastes e da separação entre elas. Por exemplo, para a
configuração de três hastes com espaçamento regular de 3 metros, o fator de
redução a ser aplicado é igual a 0,397 [1, 13].
A comparação
entre os resultados analíticos, os obtidos nas simulações numéricas e aqueles
medidos no campo de testes será apresentada na seção 3 do artigo.
2.3
Modelagem
numérica da base do poste de concreto
Para a
modelagem e simulação numérica do comportamento eletromagnético e térmico da
base do poste de concreto como topologia de aterramento elétrico na condição de
descarga atmosférica, foi utilizado o programa COMSOL Multiphysics, o qual é baseado no método dos elementos
finitos [14]. Mais especificamente, foram
empregados os módulos AC/DC – Eletric Currents, destinado a problemas de
engenharia elétrica, e o Heat Transfer, para a consideração de efeitos
térmicos em materiais.
Todas as
simulações foram feitas no domínio do tempo, para o regime transitório, obtendo-se
como principais resultados: a impedância dinâmica de aterramento, a distribuição
dos potenciais elétricos e a elevação da temperatura em diversos pontos da estrutura.
O domínio
espacial de estudo no COMSOL foi composto para um segmento do poste Duplo T na
área central, por uma camada de solo na parte inferior e preenchida com ar no
resto do domínio. O poste foi dimensionado com 1,8 metros abaixo do solo e 10
centímetros acima, conforme ilustra a figura 4. As condições de contorno
aplicadas foram de potenciais elétricos nulos em todos os limites externos da
malha. O domínio foi discretizado com uma malha 3D auto adaptativa de elementos
tetraédricos na escala fine do COMSOL, também observada na figura 4.
(a)
(b)
Figura 4: Modelagem COMSOL da base do poste. a) Vista em perspectiva da
parte superior; b) Malha de elementos finitos.
Fonte: Dos autores.
Como excitação
foi injetada uma corrente de surto atmosférico do tipo dupla exponencial (ver
figura 5), em uma das ferragens longitudinais do poste, na região de ar próxima
da superfície do solo.
Esta situação
representa a descarga atmosférica atingindo o lado primário da rede com o surto
se propagando através do cabo de descida, que na parte superior do poste está
ligado ao terminal inferior do para-raios. O cabo de descida percorre, dentro
de um tubo de PVC, todo o comprimento longitudinal do poste até as proximidades
da base engastada, onde então é conectado eletricamente a um dos vergalhões de
aço do poste. É a partir deste ponto que a condição de excitação é considerada
na modelagem computacional.
Em uma
configuração convencional das RAD, a ligação do cabo de descida é feita
diretamente nos eletrodos de aterramento (ex. haste vertical ou conjunto de hastes
interligadas), sem contato elétrico com as ferragens do poste.
Figura 5: Corrente de surto atmosférico de tipo dupla exponencial
utilizado como sinal de excitação nas simulações.
Fonte: Dos autores.
Quanto ao
valor do pico da corrente de descarga atmosférica, conforme a NBR 5419, 99% apresentam valores acima de 3 kA e
apenas 5% atingem mais de 100 kA [15]. Dessa forma, optou-se por aplicar nas simulações o valor de
pico de 35 kA, que corresponde à mediana (valor acima do qual 50% das descargas
são superiores e 50% são inferiores) [16]. É importante salientar que está sendo
considerada a pior condição, isto é, toda a corrente da descarga direta se
propagando pelo cabo de descida e atingindo diretamente as ferragens do poste,
perto da base.
Os parâmetros
do modelo do poste foram os seguintes [17, 18, 19, 20]:
- Ferragens de
aço: condutividade elétrica de 4,032·106 (S/m); permissividade
elétrica relativa unitária; condutividade térmica de 44,5 (W/(mK)); massa
volumétrica de 7.850 (kg/m3) e capacidade calorífica de 475 (J/(kgK));
- Concreto
armado: resistividade elétrica de 75 (Ωm); permissividade elétrica relativa de
5 vezes; condutividade térmica de 0,878 (W/(mK)); massa volumétrica de 1.438,4 (kg/m3);
e capacidade calorífica de 880 (J/(kgK)).
A impedância dinâmica
(ou transitória) de aterramento da estrutura é calculada em cada iteração
temporal, como a razão entre a tensão e a corrente no ponto de injeção do surto
atmosférico, de acordo com:
(3)
O número de
iterações no domínio do tempo deve ser suficiente para a impedância transitória
convergir ao valor da resistência de terra em regime permanente.
2.4
Modelagem
térmica
Devido aos
altos níveis de corrente da descarga atmosférica que atinge o poste em um período
muito curto (da ordem de dezenas de microssegundos), as temperaturas dos
materiais constituintes do concreto tendem a se elevar. Assim, foi analisado a
partir da modelagem numérica se essa variação da temperatura pode danificar a
estrutura do poste levando à diminuição da sua vida útil.
O método de
acoplamento entre os processos elétricos e térmicos utilizado na pesquisa através
do COMSOL foi do tipo “indireto” ou “fraco”. Isto significa que as bases de
dados e arquivos para cada tipo de análise (elétrica e térmica), são
construídas separadamente. Desta forma, os resultados obtidos da simulação elétrica
são usados como condições iniciais para a modelagem térmica, em um processo
iterativo temporal.
A passagem do
fluxo da corrente elétrica nas ferragens do poste provoca a geração de energia
calorifica no interior do concreto, tanto por condução devido ao efeito Joule
(perdas resistivas), quanto por indução eletromagnética (perdas magnéticas).
Assim, as
perdas de origem elétrica constituem no modelo térmico as fontes de calor [14, 21]:
(4)
Uma componente
representa as perdas resistivas (5) e a outra as perdas magnéticas (6):
(5)
(6)
Onde: J (A/m2)
é o vetor densidade superficial de corrente; E* (V/m)
é o complexo conjugado do vetor intensidade de campo elétrico; B
(T) é o vetor de indução magnética e H* (A/m) é o
complexo conjugado do vetor de intensidade do campo magnético.
O calor produzido
pelas duas fontes é então utilizado como dado de entrada para calcular a
temperatura a partir da equação geral da transferência de calor em sólidos [14, 21], que no caso das condições especificas do problema sob
análise, tem a forma:
(7)
sendo:
(8)
Onde: T (K)
é a temperatura; ρ (kg/m3) é a massa volumétrica; Cp (J/kgK)
é a capacidade calorífica a pressão constante; k (W/mK) é a
condutividade térmica; Q (W/m3) é a fonte de calor e q
(W/m2) é a taxa de fluxo de calor.
As equações (4)
a (8) foram resolvidas durante a simulação do processo transitório da descarga
atmosférica até as curvas de temperatura atingirem seus níveis máximos.
3
Resultados
e discussão
3.1
Resultados
para as topologias instaladas no campo de testes
A figura 6
apresenta os resultados das medições de resistência de aterramento para as
estruturas instaladas no campo de testes. Além da base do poste duplo T e haste
vertical, conforme descrito no item 2.1, podem ser observadas as medições para
uma base engasta de poste de concreto de seção circular.
Figura 6: Resultados das medições de resistência de
aterramento nas estruturas do campo de teste.
Fonte: Dos autores.
Fica evidente
que os valores de resistência de aterramento das bases engastadas foram sensivelmente
menores do que para a haste vertical instalada, o que implica em um melhor
desempenho dos postes como estrutura de aterramento, do ponto de vista elétrico.
No intuito de validar
os procedimentos de modelagem desenvolvidos (analítico e numérico), descritos
nos itens 2.2 e 2.3, os resultados para um dia específico das medições foram
confrontados com os obtidos das simulações, considerando os mesmos dados
geométricos e materiais das estruturas do campo de testes. O comparativo é
apresentado na Tabela 1. Conforme pode ser observado, houve uma boa
concordância para todos os casos.
Tabela
1: Comparação entre os resultados de
resistência de aterramento obtidos.
|
Topologia
|
Haste
|
Base Poste Duplo T
|
|
Medido (Ω)
|
281,00
|
52,00
|
|
Analítico (Ω)
|
269,60
|
47,20
|
|
Numérico (Ω)
|
273,50
|
50,70
|
|
Desvio Relativo entre Medido e Analítico (%)
|
4,01
|
9,23
|
|
Desvio Relativo entre Medido e Numérico (%)
|
2,67
|
2,50
|
|
|
|
|
Fonte: Dos autores.
3.2
Análise
da variação da resistividade elétrica do solo
Foram desenvolvidas
simulações numéricas considerando diferentes condições do solo, representando
as situações de baixa, média e alta resistividade elétrica. Duas topologias de
aterramento foram avaliadas: uma haste vertical de aço cobreado de 2,4 metros
de comprimento e 15,7 milímetros de diâmetro (padrão mais utilizado pelas
concessionarias nas RAD) e a base engastada de poste de concreto tipo duplo T descrita
nas seções anteriores (enterrada a uma profundidade de 1,8 metros).
No caso da
base do poste, foi observado durante as simulações que uma vez que a ferragem
de excitação recebe a descarga, o surto de corrente se propaga e tenta se
distribuir pela estrutura, tanto pelo concreto quanto pelas partes de aço. Entretanto,
esta propagação é fortemente atenuada em amplitude, devido ao concreto e ao
solo do entorno serem meios com perdas. Assim, a região efetivamente atingida é
apenas aquela nas proximidades do ponto de injeção de corrente.
Na Tabela 2
são comparados os valores de resistência de aterramento obtidos a partir das
simulações numéricas para as duas estruturas sob análise.
Tabela 2: Comparação entre os resultados simulados de resistência de
aterramento (em Ω) para a haste vertical e base engastada de poste de concreto duplo
T.
|
Resistividade (Ωm)
|
Haste Vertical (Ω)
|
Base do Poste (Ω)
|
|
100
|
43,00
|
51,22
|
|
500
|
207,50
|
167,40
|
|
1.000
|
423,10
|
352,00
|
|
|
|
|
Fonte: Dos autores.
A figura 7
apresenta os resultados das simulações para o comportamento transitório de
impedância de aterramento das estruturas devido à descarga atmosférica, aplicando
o surto da figura 5, nas condições de solo de baixa e alta resistividade
elétrica.
Ambas as
estruturas de aterramento - base de poste e haste vertical - apresentam
comportamentos semelhantes. Isto é, depois de um rápido transitório inicial, as
curvas de impedância estabilizaram em valores de regime permanente próximos à
resistência de terra em baixa frequência. Também, conforme esperado, para ambas
as topologias quanto maior a resistividade do solo maior foi o valor de resistência
de aterramento, assim como o tempo necessário para atingir o regime permanente.
Ao comparar os
resultados de resistência de aterramento, observou-se que no caso de solos de
baixa resistividade os valores para a base do poste são ligeiramente maiores em
relação àqueles para o caso da haste vertical. Por outro lado, a situação
oposta é observada no caso de solos de alta resistividade. Este comportamento ocorre
devido ao baixo valor da resistividade do concreto que compõem os postes (neste
exemplo, segundo descrito no item 2.3, foi utilizado o valor de 75 Ωm). Nessa
situação, a energia eletromagnética advinda da descarga atmosférica é adsorvida
preferencialmente no concreto da região da base, sendo que no solo do entorno
da estrutura os níveis dos campos e potenciais elétricos são fortemente
atenuados.
(a)
(b)
Figura 7: Impedância de aterramento transitória obtida a partir
das simulações para as topologias base do poste e haste vertical, considerando
diferentes valores de resistividade do solo: (a) 100 (Ωm); (b) 1.000 (Ωm).
Fonte: Dos autores.
Assim, para
avaliar a eficácia do uso das bases dos postes na redução da resistência de
aterramento, cálculos analíticos foram efetuados a partir do uso das expressões
(1) e (2), variando a resistividade do solo entre 30 e 1.000 (Ωm). Também foi
acrescentada na análise o caso de três hastes verticais interligadas. Conforme
foi mencionado anteriormente, essa última topologia juntamente com o caso da
haste simples são as mais empregadas pelas concessionárias nas RAD. A figura 8
apresenta os resultados dos cálculos.
Figura 8: Comportamento da Resistência de Terra versus
Resistividade do Solo. Curvas obtidas a partir das expressões (1) – base do
poste; (2) – haste vertical e (2) com fator de redução de 0,397 – três hastes
interligadas.
Fonte: Dos autores.
Fica evidente que
o emprego do poste como topologia única de aterramento seria uma opção
interessante nos casos onde os solos apresentam valores médios e altos de
resistividade e, ainda, quando por restrições financeiras e/ou de espaço físico
no local, apenas uma haste vertical possa ser instalada. Quando comparado seu
desempenho em relação ao conjunto de três hastes, essas últimas garantem
menores valores de resistência de aterramento para qualquer valor de
resistividade do solo.
3.3
Análise
térmica da base engastada do poste
Foi também
avaliada, conforme descrito no item 2.4, a elevação da temperatura no concreto da
base engastada do poste, na região próxima à ferragem que sofre o impacto da
descarga atmosférica. As simulações numéricas foram desenvolvidas utilizando o
módulo Heat Transfer do COMSOL [14]. Foram considerados dois valores de resistividades do solo no
entorno do poste: 100 (Ωm), representando solos de baixa resistividade e 1.000 (Ωm),
para o caso de solos de alta resistividade. No concreto a resistividade foi de
75 (Ωm), mesmo valor estipulado nas modelagens dos itens anteriores. A
temperatura inicial no concreto foi considerada igual a 20 °C. O intervalo de
tempo das simulações foi definido de maneira a ser suficiente para observar o
aquecimento na estrutura até atingir os níveis máximos de temperatura. Nas
situações simuladas, esse tempo foi de 60 microssegundos.
A figura 9 apresenta
a curva de elevação da temperatura para um ponto no concreto 5 milímetros
distante da ferragem que recebe a excitação da corrente de surto da descarga
(valor de pico de 35 kA), em um plano localizado sob a superfície do solo.
(a)
(b)
Figura 9: Variação de temperatura em um ponto no concreto da base
do poste, próximo da descarga atmosférica, considerando diferentes valores de
resistividade do solo: (a) 100 (Ωm); (b) 1.000 (Ωm).
Fonte: Dos autores.
Conforme
notado na figura 9, houve um maior aumento de temperatura na região do concreto
para o caso do solo de maior resistividade elétrica do que no caso de baixa
resistividade. Assim, no solo de 100 (Ωm), o nível máximo foi de 164 °C (um
aumento de 820% em relação à temperatura de referência de 20 °C). Já para o
solo de 1.000 (Ωm), o valor máximo atingido foi de 183 °C, representando um
aumento de 915%.
Apesar da
elevação percentual da temperatura ter sido notadamente elevada, os valores de pico
atingidos ficaram aquém daqueles que podem danificar a estrutura. Segundo Morales
et al e Neville, o efeito da elevação da temperatura sobre o concreto é
pequeno e irregular até os 250 °C. Quando a temperatura ultrapassa os 300 °C, o
material perde consideravelmente sua resistência mecânica comprometendo a
integridade da estrutura [22, 23].
(a)
(b)
Figura 10: Distribuição espacial de temperatura em uma seção
transversal da base, próxima do ponto da descarga atmosférica de 35 kA de pico,
no instante de 60 
s. (a) Solo de 100 (Ωm); (b) Solo de 1.000
(Ωm).
Fonte: Dos autores.
A distribuição
espacial da temperatura nas seções transversais da base do poste também foi
observada. A figura 10 visualiza o plano que comporta o ponto mostrado na
figura 9, para ambos os solos, no instante de tempo em que a temperatura atinge os valores máximos. Pode
ser observado na figura 10 como os maiores níveis de aquecimento se concentram
apenas nas proximidades da ferragem, na qual foi injetada a corrente da
descarga atmosférica. Também os padrões de espalhamento espacial da temperatura
foram similares para os dois tipos de solo.
Um novo
conjunto de simulações foi executado com o objetivo de verificar o
comportamento da temperatura no poste na condição de níveis de descarga muito elevados,
mesmo que a probabilidade de acontecer seja pequena. No caso, foi imposto o
valor de corrente de pico de 100 kA. Para esta nova situação os valores
atingidos pela temperatura foram extremamente elevados. No solo de 100 (Ωm), a
temperatura no concreto alcançou o pico de 1.280 °C, sendo que para 1.000 (Ωm)
o valor máximo foi ainda maior, de 1.420 °C. Os efeitos na estrutura do poste
podem ser desastrosos: esfarelamento, fissuração, perda total e irreversível
das propriedades mecânicas e até a própria desintegração dos materiais
componentes do concreto [22, 23]. A Tabela 3 apresenta os valores máximos de temperatura, para todas
as situações simuladas.
Tabela 3: Níveis máximos de temperatura atingidos no concreto da
base do poste, para os casos simulados.
|
Resistividade do solo / Pico de Corrente
|
100 (Ωm)
|
1000 (Ωm)
|
|
35 kA
|
164 °C
|
183 °C
|
|
100 kA
|
1.280 °C
|
1.420 °C
|
Fonte: Dos autores.
No intuito de
comparar o comportamento transitório entre os fenômenos eletromagnéticos e
térmicos, a figura 11 apresenta a variação temporal das grandezas de temperatura
e tensão obtidas no mesmo ponto do concreto da simulação mostrada na figura 9.
A curva da corrente de excitação também é mostrada. Nota-se na figura 11 que a resposta
eletromagnética do sistema (curvas de tensão e corrente), é muito mais rápida
que os fenômenos térmicos (temperatura). Isto significa que mesmo quando
cessarem os efeitos elétricos da descarga atmosférica, o aquecimento na
estrutura ainda pode estar em fase de elevação e propagação, além de se manter
por um longo intervalo de tempo.
(a)
(b)
Figura 11: Variação de temperatura, corrente e tensão na base do
poste, em um ponto no concreto próximo da excitação, considerando diferentes
valores de resistividade do solo: (a) 100 (Ωm); (b) 1.000 (Ωm).
Fonte: Dos autores.
4. Conclusões
O principal
objetivo da pesquisa foi avaliar a viabilidade do uso dos postes de concreto
das RAD, na função de aterramento elétrico. O trabalho foi desenvolvido visando
contribuir na busca de alternativas práticas para melhorar a segurança e
confiabilidade de operação das RAD, assim como na diminuição dos custos das
concessionárias.
As premissas
que do ponto de vista dos autores tornam os postes de concreto uma opção interessante
a ser avaliada para atuar como estruturas autoaterradas são: a) a dificuldade para
a obtenção de níveis de resistência aceitáveis durante a instalação das
topologias típicas de aterramento, devido aos altos valores da resistividade elétrica
dos solos; b) o consequente aumento da complexidade e do custo das obras dos
aterramentos, na procura de atender os limites especificados em norma; c) as
limitações de espaço nos ambientes urbanos para executar as instalações, que
podem levar à necessidade de quebra de calçadas e ruas; d) a inexistência de
procedimentos nas concessionárias para manutenção preventiva e fiscalização
periódica de aterramentos. De forma geral, um aterramento já instalado e em
operação é apenas revisado quando ocorrem problemas graves na rede; e) o fato
de na atualidade quase todos os postes utilizados nas RAD serem de concreto; f)
a baixa resistividade elétrica do concreto armado na base engastada dos postes,
comumente menor do que o valor da resistividade do solo no entorno da
instalação e g) o fato de os postes de concreto terem vida útil de 35 anos a
partir da data de fabricação, enquanto que um sistema de aterramento
tradicional para RAD tem vida média esperada de apenas oito anos, aproximadamente.
Especificamente,
foi analisado o caso do poste duplo T, pela sua ampla utilização por parte das
concessionárias. No estudo, dois modelos matemáticos, um simplificado
(expressão analítica) e um realístico (modelo numérico computacional), foram utilizados
para o cálculo da impedância transitória e da resistência de aterramento da
base engastada do poste, agindo como estrutura autoaterrada. Também, medições
foram efetuadas em um campo de testes. O comparativo dos resultados das bases
de concreto com os levantados para uma haste vertical simples, indicou que nas
instalações em solos de média e alta resistividade elétrica, os valores da
resistência de aterramento e da impedância dinâmica obtidos para as bases do
poste foram menores, o que implicaria em um melhor desempenho do poste do ponto
de vista elétrico como estrutura de aterramento. No entanto, quando feita a
comparação com a topologia de três hastes interligadas, nestas últimas os
valores de resistência de aterramento sempre foram mais baixos para toda a
faixa avaliada de resistividade elétrica do solo.
Também, foi
desenvolvido um estudo térmico baseado em moldagem numérica para verificar se o
aumento da temperatura no concreto devido à ação da descarga atmosférica poderia
prejudicar a estrutura. Na pesquisa bibliográfica efetuada não foi encontrada
nenhuma outra publicação abordando este assunto, para o caso de postes de RAD. Foi
constatado que as condições do solo no entorno da estrutura (representadas pela
resistividade elétrica), influenciam fortemente no comportamento térmico da
base engastada do poste. Assim, para o caso do solo com baixa resistividade
houve um menor aquecimento no concreto do que na situação com o solo de alta
resistividade. Ainda, os resultados das simulações térmicas revelaram que, no
caso das amplitudes máximas da corrente de surto ficarem próximas da mediana de
35 kA (atendendo às probabilidades de ocorrência das descargas), mesmo com um
aumento rápido e considerável do aquecimento na região do concreto que envolve
a barra de aço impactada, os valores máximos de temperatura atingidos não
ultrapassaram os limites relatados na literatura a partir dos quais os danos
estruturais comprometem a integridade e a vida útil do poste. Por outro lado,
na condição de correntes muito elevadas (de menor probabilidade de ocorrência),
os valores de temperatura foram extremamente elevados, muito superiores àqueles
que provocariam o colapso mecânico e a destruição da região do poste afetada.
Desta forma, sugere-se
que a utilização do poste convencional de concreto como estrutura autoaterrada
nas RAD, em substituição às topologias de aterramento tradicionais, deve ser
feita com cautela. Para determinadas condições especificas o seu emprego
representaria uma solução possível a ser implantada. Estas condições seriam: a)
a instalação acontecer em solos de média e alta resistividade, sem
possibilidade de efetuar um tratamento químico; b) restrições de espaço físico
ou financeiras, que impeçam a instalação de conjuntos de hastes e c) exista o
conhecimento da probabilidade de ocorrência dos valores de pico de descargas
atmosféricas na região onde a rede está localizada, assim como da porcentagem
da corrente de surto que atinge o aterramento.
Finalmente é
importante salientar que no caso do uso de concreto condutivo na parte
engastada do poste, conforme a proposta de [5], a resistividade elétrica da base será reduzida
consideravelmente. Desta forma, essa estrutura se apresenta como uma melhor
opção para a redução da resistência de aterramento elétrico nas RAD, garantindo
por si só o aterramento para qualquer condição do solo. Restaria, no entanto,
verificar o comportamento térmico assim como a viabilidade financeira da
fabricação em grande escala desses novos tipos de postes.
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