ÍNDICE 1.0 INTRODUCCIÓN 1.1

Transcripción

1 ÍNDICE 1.0 INTRODUCCIÓN CARACTERÍSTICAS CLIMATOLÓGICAS Y AMBIENTALES CARACTERÍSTICAS CLIMATOLÓGICAS CARACTERÍSTICAS AMBIENTALES PRESION DEL VIENTO CÁLCULO DE LA CAPACIDAD TÉRMICA DEL CONDUCTOR CÁLCULO MECÁNICO DEL CONDUCTOR Y DEL CABLE OPGW CARACTERISTICAS DE LOS CONDUCTORES Y CABLE DE COMUNICACIÓN OPGW 4.2 CÁLCULO DEL CREEP SELECCIÓN DE LA TENSIÓN EDS DEL CONDUCTOR AAAC HIPÓTESIS DE CARGA COORDINACIÓN ENTRE CONDUCTOR DE FASE Y CABLE OPGW Coordinación entre conductor de fase y cables OPGW Hipótesis de carga para el cable OPGW CAMBIO DE ESTADO DEL CONDUCTOR Y CABLE TIPO OPGW Cambio de Estado del Conductor y Cable tipo OPGW Resolución de la Ecuación de Cambio de Estado CÁLCULO DE AISLAMIENTO DISEÑO DEL AISLAMIENTO Premisas de Diseño Diseño mecánico de las cadenas de aisladores Diseño eléctrico Selección de aisladores DISTANCIA DE SEGURIDAD DISTANCIA MÍNIMA A MASA DISTANCIA MÍNIMA ENTRE FASES Distancias Horizontal entre Conductores Distancias Vertical entre Conductores instalados en el mismo soporte DISTANCIAS DE SEGURIDAD Distancias mínimas de seguridad 7.0 DISEÑO MECANICO DE ESTRUCTURAS DEFINICIONES BASICAS DE DISEÑO DETERMINACIÓN DE CARGAS EN ESTRUCTURAS CON POSTES DE CONCRETO, METAL Y TORRES DE CELOSIA HIPÓTESIS DE CARGA: ESTRUCTURA DE SUSPENSIÓN O ALINEAMIENTO Y ÁNGULO Hipótesis de Carga: Estructura de anclaje 7.4 Pág.

2 2.2 Pág Hipótesis de Carga: Estructura de Terminal FACTORES DE SEGURIDAD CRITERIOS PARA LOCACIÓN DE ESTRUCTURAS Cálculo del vano Máximo permisible SISTEMA DE PUESTA A TIERRA CRITERIOS Y CÁLCULOS PRELIMINARES Condiciones ambientales Criterios de diseño Procedimiento de diseño CONFIGURACIONES DE TIPO DE PUESTA A TIERRA CONSIDERACIONES CONFIGURACIONES A UTILIZAR PARA POSTES METÁLICOS Electrodo en disposición vertical (PAT 1) Contrapeso Horizontal (PAT C) Contrapeso Horizontal en Oposición (PAT D) Contrapeso Horizontal en Oposición con 2 electrodos (PAT 1D) Contrapeso Horizontal en Oposición con 2 electrodos (PAT 2D) CONFIGURACIONES A UTILIZAR PARA TORRES DE CELOSÍA Contrapeso horizontal en Oposición (PAT E) Contrapeso Horizontal en Oposición con 1 electrodos (PAT-1E) Contrapeso Horizontal en Oposición con 2 electrodos (PAT-2E) DETERMINACIÓN DE LA RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA Resistencia de la Configuración Tipo (PAT-1) Resistencia con Contrapeso Horizontal (PAT-C y PAT-E) Resistencia con Contrapeso Horizontal en Oposición (PAT-D y PAT-E) Resistencia con Contrapeso Horizontal en Oposición con dos electrodos (PAT-2D) Resistencia con Contrapeso Horizontal en Oposición con dos electrodos (PAT-2E) RESULTADOS DE LOS CÁLCULOS DE RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA DE LAS CONFIGURACIONES OBSERVACIONES Y CONCLUSIONES CÁLCULO DE LA CAPACIDAD DE TRANSMISIÓN DEL CABLE SUBTERRÁNEO CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS DEL CABLE CAPACIDAD DE CORRIENTE DEL CABLE DE ENERGÍA OBRAS CIVILES 11.1 FUNDACIONES PARA LA LÍNEA AÉREA Consideraciones para el cálculo Consideraciones para el cálculo Materiales Resultados CALCULO ESTRUCTURAL PARA EL TRAMO SUBTERRÁNEO Cargas consideradas Cálculo del Momento Flector 11.4

3 Resultado del cálculo 11.5 ANEXOS: ANEXO Nº 1 : ANEXO Nº 2 : ANEXO Nº 3 : ANEXO Nº 4 : ANEXO Nº 5 : ANEXO Nº 6 : ANEXO Nº 7 : CALCULO DE LA CAPACIDAD TÉRMICA DEL CONDUCTOR PARA 50º C, 60º C, 70º C y 75º C CALCULO MECANICO DE CONDUCTOR Y CABLE OPGW CALCULO DEL VANO LATERAL CÁLCULO DEL DIAGRAMA DE CARGAS DE ESTRUCTURAS MEDICIÓN DE LA RESISTIVIDAD DEL TERRENO FUNDACIONES DE LA LÍNEA AÉREA OBRAS CIVILES DEL TRAMO SUBTERRÁNEO

4 1.0 INTRODUCCION En el presente documento se presentan los cálculos justificativos del diseño electromecánico de la Línea de Transmisión 138 kv Socabaya - Parque Industrial, que incluye básicamente lo siguiente: cálculo de la capacidad térmica del conductor, cálculo mecánico del conductor, cálculo de aislamiento, cálculo de diagrama de cargas en las estructuras, distancias de seguridad y sistema de puesta a tierra. Los cálculos electromecánicos se efectuarán tomando como base a los criterios de ingeniería comúnmente usados para el diseño de líneas de transmisión de alta tensión en nuestro medio.

5 2.0 CARACTERISTICAS CLIMATOLÓGICAS Y AMBIENTALES La línea 138kV Socabaya-Parque Industrial se encuentra ubicado en los distritos de José Luis Bustamante y Rivero, Socabaya, Jacobo Hunter y Sabandía en la provincia de Arequipa, departamento de Arequipa. A continuación se presentan las características climatológicas y ambientales de la zona del proyecto, que rige el diseño de la línea de transmisión aérea en estudio. 2.1 CARACTERÍSTICAS CLIMATOLÓGICAS Las características climatológicas de la zona del proyecto, se refieren básicamente a los principales parámetros, tales como: temperaturas, humedad relativa, presión de viento, altitud, etc. que caracterizan la zona del proyecto. Los principales parámetros climatológicos de la zona del estudio son: Altitud de la línea : m.s.n.m. Temperatura ambiente mínima : 8 C Temperatura ambiente media anual : 15 C Temperatura ambiente máxima : 22 C Humedad relativa mínima : 27% Humedad relativa media anual : 46% Humedad relativa máxima : 70 % Sismicidad : Alta 2.2 CARACTERÍSTICAS AMBIENTALES Las características climatológicas de la zona del proyecto, se refieren básicamente a los principales parámetros, tales como: temperaturas, humedad relativa, presión de viento, altitud, etc. que caracterizan la zona del proyecto. 2.3 PRESIÓN DE VIENTO La presión de viento que se aplicarán sobre las áreas proyectadas de los conductores, estructuras de soporte y aisladores, se calculará mediante la fórmula del Código Nacional de Electricidad Suministro 2011, regla 250.C., que a continuación se presenta: PV = K x V² x Sf x A (a)

6 2.2 Donde: PV = Carga en Newton K = 0,613 Constante de Presión, para elevaciones hasta m.s.n.m. V = Velocidad del viento en m/s Sf = Factor de forma 1,00 para conductores, aisladores y postes de concreto o metálico. 3,2 para torres de celosía A = Área proyectada en m 2 La velocidad del viento se aplicará según el Código Nacional de Electricidad Suministro para la zona C de carga y Área 0 para altitudes menores a m.s.n.m., utilizando la Tabla B y la formula de la regla 250.C, en donde se establece la velocidad horizontal de viento igual a 26,0 m/s (94 km/h) relacionado con una temperatura del medio ambiente de 10 C. Remplazando en la fórmula (a): Para conductor, cable de fibra óptica OPGW, postes de acero galvanizado y aisladores Pv = 0,613 x (26,11)² x 1,00 x 1,00 = 417,94 N/m² = 42,60 kg/m² Para estructuras de celosía (torres): Pv = 0,613 x (26,11)² x 3,20 x 1,00x1,00 = 1 337,40 N/m² = 136,33 kg/m² Las presiones de viento que se aplicaran a los diversos elementos son los que se resumen en el Cuadro N 3.1. Cuadro N 3.1 PRESION DE VIENTO ELEMENTOS DE LA LÍNEA DE TRANSMISIÓN PRESION DE VIENTO (kg/m²) Estructuras de acero en celosía (torres) 136,33 Postes de acero galvanizado 42,60 Conductor y cable OPGW 42,60 Cadena de aisladores y aisladores poliméricos 42,60

7 3.0 CÁLCULO DE LA CAPACIDAD TÉRMICA DEL CONDUCTOR 3.1 CÁLCULO DE AMPACITANCIA Del cálculo de la capacidad térmica para un conductor trenzado desnudo, en donde son conocidas la temperatura del conductor (Tc) y los parámetros ambientales del estado estable (Ta = temperatura ambiente, Vv = velocidad del viento, etc.), se efectúa mediante la siguiente ecuación de balance térmico. q c q r q s I 2 R T c ; (1a) Esta ecuación de balance térmico está conformada por las pérdidas de calor debido a la convección y radiación (qc y qr), ganancia debido al calor solar (qs) y resistencia del conductor R(Tc); en donde la corriente (I) que produce la temperatura del conductor bajo las condiciones ambientales establecidas; se calculan mediante la ecuación de balance de calor en estado estable. q q R T c r s I (1b) c q Donde: q calor perdido por convección q q I c r s R T calor perdido por radiación calor ganado por irradiación solar corrientedel conductor en amperios a 60 Hz c resistencia por pie lineal de conductor en c. a. Este cálculo se puede realizar para cualquier temperatura de conductor y condiciones ambientales; es este caso se utilizan valores de velocidad de viento igual a 2 pies/segundo y una temperatura ambiente máxima igual a 22 C, para calcular la capacidad térmica en estado estable del conductor del estudio. Como las tasas de pérdida de calor por radiación y convección no son linealmente dependientes de la temperatura del conductor, la ecuación de balance de calor se resuelve para la temperatura del conductor en términos de corriente y variables ambientales mediante un proceso iterativo. Esto para una corriente de conductor:

8 3.2 Se asume la temperatura de conductor; Se calculan las correspondientes pérdidas de calor; Se calcula la corriente de conductor que resulta de la temperatura inicial de conductor asumida; La corriente calculada es comparada con la corriente de conductor dado; La temperatura del conductor es luego aumentada o disminuida hasta que la corriente calculada iguale a la corriente dada. El cálculo de la capacidad térmica del conductor y la temperatura del conductor para una capacidad dada, se efectúa mediante el programa de cómputo de la norma IEEE Std Cálculo de las Relaciones Corriente Temperatura de Conductores Aéreos Desnudos. A continuación se muestra el cálculo de la máxima potencia de transmisión, a la temperatura máxima de operación que soporta el conductor es decir a 75 C. IEEE Std method of calculation Air temperature is (deg C) Wind speed is 0.61 (m/s) Angle between wind and conductor is 90 (deg) Conductor elevation above sea level is 2300 (m) Conductor bearing is 90 (deg) (user specified bearing, may not be value producing maximum solar heating) Sun time is 13 hours (solar altitude is 74 deg. and solar azimuth is -61 deg.) Conductor latitude is 16.3 (deg) Atmosphere is CLEAR Day of year is 164 (corresponds to junio 12 in year 2012) (user specified day, may not be day producing maximum solar heating) Conductor description: AAAC - CAIRO Conductor diameter is (cm) Conductor resistance is (Ohm/km) at 25.0 (deg C) and (Ohm/km) at 75.0 (deg C) Emissivity is 0.7 and solar absorptivity is 0.7 Solar heat input is Radiation cooling is Convective cooling is (Watt/m) (Watt/m) (Watt/m) Given a maximum conductor temperature of 75.0 (deg C), The steady-state thermal rating is amperes

9 3.3 La corriente obtenida de 561,4 A es equivalente a 134,18 MVA de potencia para una temperatura de operación máxima de 75º C. En condiciones normales la potencia que transmitirá esta línea es de 80 MVA y para este valor la temperatura de operación es de 48º C, y en condiciones de contingencia se podrá transmitir hasta 134 MVA. En el Anexo Nº 1 se presentan los cálculos de ampacitancia del conductor para varias temperaturas.

10 4.0 CÁLCULO MECANICO DEL CONDUCTOR Y DEL CABLE OPGW 4.1 CARACTERÍSTICAS DE LOS CONDUCTORES Y CABLE DE COMUNICACIÓN OPGW Las características del conductor y cable OPGW que se usaran en los tramos de la línea de transmisión 138 kv Socabaya-Parque Industrial, son las siguientes: a) Características del Conductor de Suministro Las características técnicas de los conductores de suministros son los siguientes: Las características del conductor de fase seleccionado es el siguiente: - Nivel de Tensión : 138 kv - Tipo : AAAC - Código : CAIRO - Calibre : MCM - Sección : 235,8 mm² - Diámetro : 19,88 mm - N de hilos x diámetro : 19x3,975 mm - Peso unitario : 0,650 kg/m - Carga de rotura mínima : kg - Módulo de elasticidad final : kg/mm² - Resistencia eléctrica 20 C en CC : 0,142 ohm/km - Resistencia eléctrica 25 C en AC : 0,1423 ohm/km - Resistencia eléctrica 75 C en AC : 0,1702 ohm/km - Coeficiente de expansión lineal : 23 E-06 C -1 b) Características del Cable OPGW La línea de transmisión de 138 kv, llevará un cable tipo OPGW con refuerzo no metálico para las fibras, el cual tendrá las siguientes características mecánicas: - Tipo : OPGW - Sección : 70 mm² - Diámetro : 13,6 mm

11 4.2 - Peso unitario : 0,550 kg/m - Carga de rotura mínima : kg - Módulo de elasticidad final : kg/mm - Coeficiente de expansión lineal : 14,4 E-06 C CÁLCULO DEL CREEP Se calcula el efecto del creep (elongación inelástica) para el conductor AAAC-240 mm² seleccionado para la línea aérea de 138 kv. El cálculo del creep se efectúa para la condición sin pretensado con 8 C adicionales al EDS, utilizando el método CIGRE (Revista Electra N 75), para lo cual se asume los siguientes tiempos para cada estado del conductor: - Tiempo total 20 años ( horas) - Tiempo de tendido horas - Tiempo de tiro máximo 219 horas - Tiempo de máxima temperatura horas Este cálculo se realiza mediante una hoja de cálculo que se adjunta a continuación: CALCULO DE CREEP DATOS DE INGRESO DESCRIPCION SIMBOLO UNIDAD VALOR NIVEL DE TENSION kv 138 CONDUCTOR AAAC CALIBRE 240 SECCION DEL CONDUCTOR s mm DIAMETRO DEL CONDUCTOR mm PESO DEL CONDUCTOR Wc kg/m 0.65 CARGA DE ROTURA MINIMA To kg 7076 MODULO DE ELASTICIDAD E kg/mm COEF. DE DILATACION LINEAL C E-05 EDS kg/mm = Constante 0.15 = Temperatura media del conductor (ªC) 20 = 1.4 = esfuerzo en el conductor en la condición E.D.S (kg/mm²) 4.80 = 1.3 = 0.16 t = tiempo en horas Temperatura Equivalente Tiempo Tiempo (t) Creep Temperatura (ªC) Años horas (mm/km) Equivalente 3 dias Series1

12 Cálculos Justificativos Línea de Transmisión - ELM Series La temperatura equivalente en el conductor AAAC debido al efecto CREEP para 20 años de instalado es: 16,35 C. Para la localización de las estructuras se usará una temperatura equivalente igual a 75º C + 16,35º C = 91,35º C 4.3 SELECCIÓN DE LA TENSIÓN EDS DEL CONDUCTOR AAAC La selección de la tensión media EDS del conductor tipo AAAC, se efectúa considerando las limitaciones establecidas en la regla 261.H.1 del CNE Suministro A partir de la condición que la superficie del terreno es relativamente planas y que los vanos dentro de la zona urbana serán en promedio de 180m, se ha establecido la tensión EDS en condición inicial igual a 16 % de la resistencia a la rotura nominal del conductor, resultando que para la condición final la tensión EDS quede en el orden del 12 al 14% de la resistencia a la rotura nominal del conductor. Las condiciones ambientales que regirá el estado EDS es una temperatura media anual de 15 C y sin carga de viento. La componente horizontal de la tensión de tracción del conductor, en condición EDS inicial será la siguiente: 7076kg 16 EDS 16% Inicial 4,80 kg / mm mm Los esfuerzo en condición inicial es utilizado para el dimensionamiento de las estructuras en condición de viento máximo transversal. 4.4 HIPÓTESIS DE CARGA Las hipótesis de carga que regirán el cambio de estado del conductor tipo AAAC de 240 mm², corresponde a la Zona C y el Área 0 de carga y son los siguientes: Hipótesis 1 Condición EDS Inicial Presión de viento medio, 0 kg/m²

13 4.4 Temperatura media, 15 C (Condiciones del sitio) Esfuerzo unitario, 16% de resistencia de rotura nominal, condición Inicial Hipótesis 2 Condición de carga de viento sólo Presión de viento máximo, 42,60 kg/m². Temperatura, 10 C ( Según recomendación del CNE Suministro 2011) Según la regla 261.H.1.a se verifica que el esfuerzo máximo del conductor, no debe superar el 60% de la resistencia a la rotura nominal, aplicando el factor de sobrecarga correspondiente. Hipótesis 3 Condición de carga de viento y hielo combinado Presión de viento reducido, 10,65 kg/m² Temperatura, 5 C ( Según recomendación del CNE Suministro 2011) Espesor de manguito de hielo, 0 mm Densidad del hielo, 913 kg/m 3 Hipótesis 4 Condiciones de máxima temperatura Presión de viento, 0 kg/m² Temperatura, 91,35 C, para condición final, en donde se incluye la temperatura ambiente máxima + la temperatura del conductor por paso de la corriente (75 C) + la temperatura por efecto CREEP (16,35 C). Esta hipótesis se utiliza en la ubicación de estructuras y verifica la distancia de seguridad del conductor respecto al suelo. Hipótesis 5 Condiciones de oscilación de la cadena Presión de viento, 190 Pa Temperatura, 25 C Esta hipótesis se utiliza para determinar el ángulo de oscilación de las cadenas de aisladores en la estructura en zonas urbanas. Para zonas rurales se debe utilizar la presión de viento equivalente a 290 Pa. 4.5 COORDINACION ENTRE CONDUCTOR DE FASE Y CABLE OPGW Coordinación entre conductor de fase y cables OPGW Con la finalidad de determinar en forma adecuada la separación entre los conductores de las fases superiores y los cables de guarda a lo largo de los vanos de la línea, se efectúa la coordinación de tensiones mecánicas, que implica necesariamente una coordinación de flechas entre conductor de fase y cables de guarda.

14 4.5 La práctica común en proyectos de este nivel establece la siguiente relación: la flecha del cable OPGW será igual al 90 % de la flecha del conductor, calculado en condiciones EDS inicial. De la coordinación con el conductor AAAC 240 mm² de la línea de transmisión de 138 kv, resultan los siguientes tensados: Tensado EDS del conductor : 16% Tensado EDS del cable OPGW : 13.5% Hipótesis de carga para el cable OPGW Las hipótesis de carga a utilizar en los cables de guarda OPGW son las siguientes: Hipótesis 1 Condición EDS final Presión de viento medio, 0 kg/m² Temperatura media, 15 C Esfuerzo unitario, 13,5% de resistencia de rotura nominal, condición final Hipótesis 2 Condición de carga de viento sólo Presión de viento máximo, 42,60 kg/m². Temperatura, 10 C Según la regla 261.H.1.a. se verifica que el esfuerzo máximo del conductor o cable tipo OPGW, no debe superar el 60 % de la resistencia a la rotura nominal, aplicando factor de sobrecarga correspondiente. Hipótesis 3 Condición de carga de viento y hielo combinado Presión de viento reducido, 10,65 kg/m² Temperatura, 5 C Espesor de manguito de hielo, 0 mm Densidad del hielo, 913 kg/m 3 Hipótesis 4 Condiciones de máxima temperatura Presión de viento, 0 kg/m² Temperatura, 22 C, para condición final. 4.6 CAMBIO DE ESTADO DEL CONDUCTOR Y CABLE TIPO OPGW Cambio de Estado del Conductor y cable tipo OPGW El cambio de estado del conductor para las diferentes vanos y distintas condiciones ambientales, se efectuará mediante la siguiente ecuación cúbica:

15 d W d W ESCos i ECos f T f T f t2 t1 ESCos is 24S 24 i Donde: Tf = Tiro horizontal final (kg) d = Vano (m) Wi = Peso unitario inicial (kg/m) Wf = Peso unitario final (kg/m) S = Sección del conductor (mm²) i = Esfuerzo horizontal unitario inicial (kg/mm²) t2 = Temperatura final ( C) t1 = Temperatura inicial ( C) = Coeficiente de dilatación lineal (1/ C) E = Módulo de elasticidad (kg/mm²) Cos 1 1 H D 2 H/D = Relación desnivel / vano Resolución de la Ecuación de Cambio de Estado La Ecuación de Cambio de Estado del conductor se realiza mediante la ejecución del programa de cómputo CAMECO2 el cual resuelve la ecuación del cambio de estado utilizando el Método de Cardán, siendo la ecuación a resolver: 3 X PX Q 0 Donde los coeficientes P y Q son definidos de la siguiente manera: P W 2 24 S ( t t ) 24S 2 i i Wf d Wf Cos 2 i f ECos d W ; Q 24S 2 d W ECos f En el Anexo N 2, se presentan las salidas de los cambios de estado del conductor AAAC- 240 mm² y del cable tipo OPGW, presentando para cada vano seleccionado los siguientes resultados: esfuerzos unitarios finales, tiros horizontales finales, tiros máximos, flechas en estado final y parámetros de máxima temperatura.

16 5.0 CÁLCULO DE AISLAMIENTO 5.1 DISEÑO DEL AISLAMIENTO Premisas del diseño El diseño del aislamiento de la Línea Aérea de 138 kv SE Socabaya SE Parque Industrial, se efectúa considerando los siguientes criterios: Diseño mecánico: a. Cálculo de aisladores poliméricos tipo line post para las estructuras de suspensión; b. Cálculo de la cadena de aisladores poliméricos para las estructuras de anclaje Diseño Eléctrico: a. Sobretensión a frecuencia industrial b. Sobretensión de maniobra c. Sobretensión de impulso atmosférico d. Distancia de fuga Diseño mecánico de las cadenas de aisladores El diseño mecánico para cadena de aisladores poliméricos se efectúa para estructuras de suspensión y de anclaje de la línea de transmisión. a) Aislador tipo line post Línea de 138 kv a1) Condición de máximo viento (dirección vertical) Temperatura mínima, 10 C Viento máximo transversal al eje de la línea, PV = 42,60 kg/m² Se debe de cumplir que: P > fs x (V 2 /2+ V 1 )

17 5.2 Se deprecia el efecto de T1, T2 (compresión, tracción) Donde: P = esfuerzo de rotura al cantiléver L1 = tiro transversal debido al viento sobre el conductor L2 = fuerza del viento sobre el aislador T3 = carga transversal debido al ángulo de desvío T3 = T x sen /2 α = ángulo de desvío (ángulo) (3 ) T = Tiro longitudinal del conductor en EDS L = tiro longitudinal del conductor en condición de máximo viento V1 = peso del conductor, para el vano peso de 450 V2 = peso de aislador + peso de herrajes (47,1 kg) fs = factor de seguridad 2,5 Remplazando se obtiene: P > 2,5 x (20/2+ 0,65 x 450) kg P > 756,26 kg a2) Condición EDS dirección longitudinal (rotura) Temperatura media, 15 C Viento máximo transversal al eje de la línea, PV = 0 kg/m² P fs V V1 L2 / 2 / L 1 2 L1 = k.t.cos α/2 = 0,3*1110= 333 kg Donde k = 0,3 L2 = Pv.Aa = 0 kg. P = 359,8 kg. = 3,53 kn Después de la rotura del conductor, se utilizan los siguientes coeficientes de reducción de tiro y el aislamiento utilizará el siguiente factor de seguridad (fs ) y coeficiente de reducción de Tiro (K): fs = 2,00 y K = 0,75 En este caso: P fs V K V1 T3 ) K' ( L 1 2 Donde K = 0,7 (factor de impacto de rotura) T 3 = 0 P = 668,2 kg = 6,81kN

18 5.3 b) Aislador de anclaje (polimérico) El cálculo mecánico de los aisladores poliméricos en posición de anclaje se verificará solo para la condición de rotura del conductor, en condiciones normales (EDS) es decir para temperatura media y sin presión de viento. En este caso se debe cumplir que: L P/fs y β. L1 Po P = Esfuerzo de rotura del aislador y herraje, en kg Po= Límite elástico del herraje de la cadena de rotura de herraje. (60%) L = Tiro longitudinal máximo antes de la rotura del conductor L1 = Tiro longitudinal máximo antes de la rotura del conductor (condición EDS) β= Coeficiente de impacto en caso de rotura del aislador de anclaje, se asume lo siguiente: β= 4 para conductor ACAR o AAAC fs = 2,00 Del resultado del cálculo mecánico del conductor L = dan En el momento de la rotura P = 35,30 kn Po = 44,40 kn Además según el CNE, que los herrajes de fijación, no deben exceder del 80% de su resistencia a la rotura nominal, por lo tanto la fuerza de rotura de los herrajes debe estar afectada por un factor de seguridad de 1,25 Por lo tanto los herrajes deben de cumplir tener un esfuerzo de rotura mínimo de: P = 1,25*44,40 55,50 kn En el Cuadro Nº 5.1 siguiente se presenta un resumen con el resultado de los cálculos. Cuadro Nº 5.1 TABLA DE RESULTADOS DEL CÁLCULO MECÁNICO DE AISLADORES Tipo de Cadena Suspensión (Line Post) Anclaje (Polimérico) Esfuerzo de Rotura de Aisladores R % k Β FS Normal (kn) A la rotura del conductor (kn) ,5 3, ,3 0,7 2,0-6, ,0-1,0 35, ,0 4,0 1,0-55,50 Rotura Herrajes (kn) 6,81 55, Diseño Eléctrico

19 Diseño del Aislamiento por Distancia de Fuga La selección del aislamiento se efectuará para el Nivel de Contaminación Medio, según las recomendaciones para el cálculo de la distancia de fuga presentadas en la norma IEC-815 y se considera el factor por altitud según la Norma IEC La línea de transmisión a 138 kv en estudio, se caracteriza por desplazarse en una zona urbana rural con una altitud promedio de m.s.n.m., con escasa vegetación y con poca humedad, en donde se presentan vientos fuertes y lluvias frecuentes; para estas condiciones se ha establecido una distancia de fuga unitaria de 25 mm/kv. Por lo tanto: Df = 25 (mm/kv) x Vmax (kv) x Ka Factor de corrección por Altitud (ka) Hasta los m.s.n.m. k a e H m( ) 8150 Mayor a 1000 m.s.n.m. k a e 1000 m( H ) 8150 Donde: m= 1 y H: altitud Por lo tanto : ka = 1,17 Obtenemos : Df = 4 241,25 mm Diseño de Aislamiento a Frecuencia Industrial, Húmedo Se calcula el Voltaje Resistente corregido por factores ambientales y se verifica si el resultado es menor que las indicadas en la Normas IEC, se toma el valor descrito en las normas, en caso contrario se consideran el valor obtenido. Se calcula el sobrevoltaje línea a tierra a frecuencia industrial ( VF 1 ) VF 1 V LL 3 Ksv Kf Donde: V LL = Valor de tensión línea a tierra; 3 Ksv = Sobrevoltaje permitido en operación normal, por lo general 5% (Ksv = 1,05); Kf = Factor de incremento de la tensión en fases sanas durante falla monofásica a tierra (Kf = 1,3).

20 5.5 Reemplazando se obtiene: VF 1 = 108,76 kv Cálculo del Voltaje Crítico Disruptivo (V CFO ): V CFO VF Donde: = 6% para voltaje a frecuencia industrial húmedo. Remplazando: V CFO 132, 63 KV El Voltaje Crítico Disruptivo Corregido (V CFOC ) a frecuencia industrial 60 Hz es: Se efectúa la corrección para la zona de msnm V CFOC V CFO Hv DRA n 1 1 K 1 1 Kr V CFO FC Donde el FC es: Hv = Factor de corrección del voltaje por humedad, según gráficos N 6.1 y N 6.2. DRA = Factor de corrección por Densidad Relativa del aire, según gráfico N 6.3 n 1 = Exponente que es función de la distancia a masa, es igual a 1. K 1 = Factor de corrección por tasa de precipitación, según gráfico N 6.4 Kr = Factor de corrección por resistividad del agua de lluvia, según gráfico N 6.5, se asume igual a 1. Los gráficos mencionados se muestran en el Anexo 3, de donde se obtienen para el área de carga A1 los siguientes factores de corrección: Hv 0,90; DRA 0,783; K1 0,67; Kr 1,00 FC 1,72 El Voltaje Crítico Disruptivo a 60 Hz corregido por factores ambientales es: V CFOC 132,63 1,72 228, 41kV Según la norma IEC, para una tensión máxima del sistema de 145 kvrms, el Voltaje Resistente a Frecuencia Industrial fase- tierra y fase - fase es de 275 kvrms Aplicando la corrección por altitud se obtiene lo siguiente: 275 x 1,17 = 321,75 kv rms El valor de la norma superior es de 325 kv eficaz. Distancia mínima a masa: De la curva de sobrevoltaje a frecuencia industrial para el espaciamiento en aire entre conductor y estructura:

21 5.6 D = 0,5 m b) Cálculo del Voltaje Resistente a Frecuencia Industrial, Húmedo El Voltaje Resistente o Voltaje No Disruptivo a 60 Hz corregido por factores ambientales es: VND VCFOC ( 1 3 ) 228,41 0,82 187, 29 kvrms c) Tensión disruptiva con la tensión de perforación dieléctrica. CNE Norma 272 VCFOC/Vp < 75% Vp > 304,54 kv Diseño de Aislamiento por Sobretensión de Impulso atmosférico Según la norma IEC el voltaje resistente a sobretensión de impulso tipo rayo fase tierra y fase fase es igual a 650 kv pico. Aplicando factor de corrección por la densidad relativa del aire a 2300 m.s.n.m. Tenemos: 3,92* b 273 t : Densidad del aire b: Presión barométrica a 2300 m.s.n.m. Por lo tanto δ = 0,783 El Voltaje Resistente al Impulso Atmosférico 1,2/50 corregido la densidad relativa del aire de la zona: Número de desviaciones estándar alrededor de la media: 1,3 Desviación estándar: 3% Por lo tanto VNDc = 650*(1/ δ)/(1-σ*nd) = 650*(1/0.783)/(1-3/100*1,3) = 864 kvp Distancia mínima a masa: De la curva de sobrevoltaje a frecuencia industrial para el espaciamiento en aire entre conductor y estructura: D = 1,4 m Diseño de Aislamiento por Sobretensión de maniobra Tenemos que calcular en primero tensión de sostenimiento que viene dada por la siguiente expresión: Donde: 2 VCF Vmax f s 3

22 5.7 Vmax : Tensión máxima de operación. Vmax = 145 kv fs : Factor de sobretensión de maniobra. fs = 3 Por lo tanto: VCO = 355,2 kvp Tensión critica disruptiva en condiciones estándar: Por lo tanto: VCFO = VCO/(1-σ*ND) ND : Número de desviaciones estándar alrededor de la media: 3 σ : Desviación estándar: 6% Aplicamos la corrección por altura: VCFO = 433,2 kvp VCFOc = VCFO/ δ = 553,18 kvp Distancia mínima a masa: De la curva de sobrevoltaje transiente o de maniobra para el espaciamiento en aire entre conductor y estructura Selección de aisladores D = 1,38 m El aislamiento de la línea de transmisión determinado por los criterios definidos en los puntos anteriores estará conformado por cadenas de aisladores con las características mínimas descritas en el Cuadro siguiente: Cuadro Nº 5.2 VALORES MÍNIMOS DE RESISTENCIA ELÉCTRICA Y MECÁNICO DE AISLADORES Tipo Tensión (kv) Sobretensión a frecuencia Industrial (kvrms) Sobretensión atmosférica (kvpico) Distancia de Fuga (mm) Fuerza de rotura al cantilever (kn) Fuerza de rotura (kn) Longitud a masa (mm) Suspensión ,25 6, Anclaje ,25-55,

23 6.0 DISTANCIA DE SEGURIDAD 6.1 DISTANCIA MÍNIMA A MASA La distancia mínima a masa en la estructura se determinará mediante la regla 234.A.2 del CNE distancia de seguridad horizontal (con desplazamiento debido al viento). En el desplazamiento horizontal debido a viento, los conductores deberán ser considerados como desplazados de la posición de reposo hacia la misma estructura u otra instalación por un viento de 190 Pa de presión, en una flecha final a 25 C. Cuando la línea se desplaza en áreas urbanas. Para un vano viento de 200 m y un vano peso promedio mínimo de 200 m, con una presión de viento de 190 Pa ó 19,37 kg/m² (según CNE) se obtiene el ángulo de oscilación de los conductores de fase: arc tg Vviento Pv Vpeso Wcond arc tg 200 0, , ,65 30, DISTANCIA MÍNIMA ENTRE FASES Para el cálculo de la distancia mínima entre fases se utilizará el criterio de separación de los conductores en la mitad del vano, la que será determinado por las reglas del CNE Suministro Distancias Horizontal Entre Conductores Según la regla 235.B.1.b(2) Para los conductores de 35mm² o más : se debe usar siguiente formula: Donde: Distancia de seguridad (mm) = 7,6 mm por kv + 8 * raiz(2,12 S) kv: kilovoltios = 145 S: Flecha final en mm para una condición de 25º C sin viento.

24 6.2 Cuadro Nº 6.1 CÁLCULO DE SEPARACIÓN HORIZONTAL ENTRE CONDUCTORES SEPARACION HORIZONTAL DE CONDUCTORES EN EL SOPORTE Conductor : AAAC correccion por altitud Altitud m.s.n.m F h: Factor de corrección por altitud 1.13 Distancia horizontal entre conductores U: Tensión máxima de la línea (kv) l = longitud del aislador (mm) 1.3 ángulo de oscilación máxima ( grados) 0 Factor de altitud (sin unidades) 1.13 f: Flecha (m) D : Separación horizontal entre fases (mm) Distancia de separacion de fases: Según el CNE Suministro 2011 D 7,6. U. Fc 11,65 f l. Sen( ) despejando, se cálcula la flecha en función de la separación de fases Dh(m) = 3 f: Flecha (m) Flecha Calcula (m) Vano (m) De tabla de CMC Flecha (m) Vano para flecha cálculada (m) D(m) f(m) Vano Lateral(m) Los resultados de la Tabla Nº 6.1 nos muestran los vanos máximos para conductores instalados horizontalmente. Para vanos hasta 300m se requiere una separación horizontal de 2.30m y para una separación de 3,5m se puede llegas hasta vanos de 720m Distancias Vertical Entre Conductores instalados en el mismo soporte

25 6.3 Para calcular la distancia mínima vertical entre conductores se usa la Tabla 235-5, considerando un nivel de tensión mayor a 50kV se hace la correcciones correspondientes según la regla 235.C.1. Para una tensión de 138 kv la distancia mínima es: 0,80 m + 0,01 m x (145 11) x 1,13 = 2,31 m Tomando en consideración la regla 235.C.2.b(1)(a), la flecha en cualquier punto del vano no debe ser menor al 75% de la distancia resultante de la Tabla 235-5, es decir de:0.75*2.31 = 1,73m, bajo las siguientes condiciones: El conductor superior con flecha final a la máxima temperatura de operación y el conductor más bajo con flecha final a la mismas condiciones pero sin carga eléctrica. Se deberá mantener en cualquier punto del vano la distancia de 1,73m, luego se deberá corregir la posición de los conductores en el soporte para lograr mantenerse por encima de este valor en cualquier punto del vano. De tal forma que se obtiene el siguiente resultado Fecha máxima Distancia de seg. Vano con carga Sin carga Diferencia DMV (m) (m) (m) (m) (m) Para un vano de 385 m se requiere una separación vertical entre conductores de 4,05. Esta separación vertical se ha considerado para los postes metálicos y torres de celosía. 6.3 DISTANCIAS MÍNIMAS DE SEGURIDAD a) Distancia de seguridad (DS) en cualquier dirección desde los conductores hacia los soportes y hacia conductores verticales o laterales de otros circuitos, o retenidas unidos al mismo soporte. Se determinan según la regla 235.E.1 y la Tabla

26 6.4 - Distancia de seguridad a conductor vertical o lateral de otros circuitos: DS = 580 mm + 10 mm x (145 50) x 1,13 = 1,65 m - Distancia de seguridad a retenida de anclaje unido a la misma estructura: DS = 410 mm + 6,5 mm x (145 50) x 1,13 = 1,108 m - Distancia de seguridad a superficie de los brazos de soporte: DS = 280 mm + 6,0 mm x (145 50) x 1,13 = 0,924 m - Distancia de seguridad a superficie de estructuras: - En estructuras utilizadas de manera conjunta: DS = 330mm + 5 mm x (145 50) x 1,13 = 0,866 m - Todos los demás: DS = 280 mm + 5 mm x (145 50) x 1,13 = 0,817 m b) Distancia vertical de seguridad de conductor sobre el nivel del piso o camino: - Al cruce de vías de ferrocarril al canto superior de la riel : 10,50 m - Al cruce de carreteras y avenidas : 8,10 m - Al cruce de calles : 8,10 m - A lo largo de carreteras y avenidas : 8,10 m - A lo largo de calles : 8,10 m - En áreas no transitadas por vehículos : 6,60 m - En terrenos de cultivos recorridos Por vehículos : 8,10 m c) Distancia de seguridad vertical (DSV) entre conductores adyacentes o que se cruzan, tendidos en diferentes estructuras soporte no deberá ser menor a la que se indica en la Tabla 233-1, y aplicando la Regla 233.C.2.a obtenemos: - A líneas primarias hasta 23 kv : 2,58 m - A líneas de transmisión de 33 kv : 2,69 m - A líneas de transmisión de 60 kv : 3,14 m - A líneas de transmisión de 138 kv : 3,96 m - A líneas de comunicación : 3,18 m d) A postes de alumbrado público

27 6.5 Según la Regla 234.B.2 se considera una distancia vertical de 1,70 m para tensiones entre 23 y 50 kv, ajustando el valor por tensión y altitud se obtiene lo siguiente: Vertical : 2,77 m Según la Regla 234.B.1a y b se considera una distancia horizontal sin viento de 1,50 m para tensiones entre 23 y 50 kv, y con viento de 1,40 m para tensiones entre 750 V a 23 kv, ajustando el valor por tensión y altitud se obtiene lo siguiente: Horizontal : 2,57 m (sin viento) 3,76 m (con viento) e) Distancia de seguridad de los conductores y partes rígidas con tensión no protegidas adyacentes pero no fijadas a edificios y otras instalaciones a excepción de puentes. Según las reglas 234.B, 234.C, 234.D y 234.G.1 y la Tabla Se utilizarán los mayores valores. - Letreros, chimeneas, carteles, antenas de radio y televisión, tanques y otras instalaciones no clasificadas como edificios y puentes: - Horizontal : 2,50 m + 0,01 m x (145 23) x 1,13 = 3,88 m (en reposo) - Vertical : 3,50 m + 0,01 m x (145 23) x 1,13 = 4,88 m - Distancias horizontales considerando viento de 190 Pa, según regla 234.C.1.b, se deberá usar las siguientes distancias: - Conductores de suministros expuestos de 750 V a 23 kv : 2,0 m - Para tensiones superiores a 60 kv : 1,8 m Realizando los cálculos de oscilación del conductor por un viento de 190 Pa y 25 C se obtiene lo siguiente: ángulo de oscilación y para un vano 170 m una flecha de 2,54 m Luego efectuando el cálculo se obtiene una distancia horizontal de : 2,43 m Efectuando las correcciones por tensión y altitud - Horizontal : 2,43m + 0,01 m x (145 23) x 1,13 = 3,36 m Para el diseño la distancia de seguridad horizontal a considerar será mayor al valor de 3,36 m y 3,88 m obtenidos del cálculo, por lo que usaremos para este proyecto el valor: - Distancia horizontal máxima a edificaciones a medio vano : 3,9

28 7.0 DISEÑO MECANICO DE ESTRUCTURAS 7.1 DEFINICIONES BÁSICAS DE DISEÑO Cada tipo de estructura se diseña en función de los siguientes vanos característicos: Vano viento Vano peso : es la longitud igual a la semisuma de los vanos adyacentes a la estructura; : es la distancia horizontal entre los puntos más bajos (reales o ficticios) del perfil del conductor en los dos vanos adyacentes a la estructura y que determinan la reacción vertical sobre la estructura en el punto de amarre del conductor. Vano máximo : es el vano más largo admisible de los adyacentes a la estructura, que determina las dimensiones geométricas. En el diseño de las estructuras, se tendrá en consideración el ángulo de desvío máximo admitido para los conductores. 7.2 DETERMINACIÓN DE CARGAS EN ESTRUCTURAS CON POSTES DE CONCRETO, METAL Y DE TORRES DE CELOSÍA Las hipótesis para la determinación de los diagramas de carga de las para la línea de 138 kv, se verificarán para las condiciones finales de carga del conductor, con excepción de las condiciones de tendido que se efectuarán en condición inicial. Para la determinación de las prestaciones de las estructuras se realizaran los cálculos de vano lateral, vano gravante y vano viento para cada una de las estructuras. 7.3 HIPÓTESIS DE CARGA: ESTRUCTURA DE SUSPENSIÓN O ALINEAMIENTO Y ÁNGULO Hipótesis 1: Condición normal- Máximo viento Transversal En condiciones normales se admitirá que la estructura está sujeta a la acción simultánea de las siguientes fuerzas: a) Cargas verticales:

29 7.2 El peso de los conductores, cable de comunicación, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La presión del viento sobre el área total neta proyectada de los conductores y cable de comunicación sobre el eje de la línea, aisladores y accesorios para el vano medio correspondiente. La presión del viento sobre la estructura. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del conductor determinada por el ángulo máximo de desvío. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del cable de comunicación determinada por el ángulo máximo de desvío. c) Cargas Longitudinal: No hay carga Hipótesis 2: Condición normal- Máximo Viento Longitudinal a) Cargas Verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La componente horizontal transversal de la máxima tensión del conductor determinada por el ángulo máximo de desvío. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del cable OPGW determinada por el ángulo máximo de desvío. c) Cargas Longitudinal: La presión del viento longitudinal sobre la estructura. La presión sobre al área neta proyectada de los vanos adyacentes sobre la perpendicular al eje de la línea de los conductores y cable OPGW. Hipótesis 3: Condición normal- Máximo Viento a 45 del eje de la línea a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras

30 7.3 b) Cargas Transversales: La presión del viento (de la componente a 45 ) sobre el área total neta proyectada al eje de la línea de los conductores y cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano medio correspondiente. La presión del viento, de la componente a 45, sobre la estructura. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del conductor determinada por el ángulo máximo de desvío. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del cable OPGW determinada por el ángulo máximo de desvío. c) Cargas Longitudinal: La presión del viento longitudinal (Componente horizontal a 45 ) sobre la estructura. La presión del viento longitudinal (Componente horizontal a 45 ) sobre el área proyectada a la normal del eje de la línea de los conductores y cable OPGW. Hipótesis 4: Condición Excepcional Rotura del cable OPGW. En condiciones de carga excepcional se admitirá que la estructura estará sujeta, además de las cargas normales, a una fuerza horizontal correspondiente a la rotura del cable OPGW. Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del cable OPGW. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 5: Condición Excepcional Rotura del conductor fase superior Esta fuerza tendrá un valor del 50% de la máxima tensión del conductor superior. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 6: Condición Excepcional Rotura del conductor fase media Esta fuerza tendrá un valor del 50% de la máxima tensión del conductor medio. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 7: Condición Excepcional Rotura del conductor fase media Esta fuerza tendrá un valor del 50% de la máxima tensión del conductor medio. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío.

31 7.4 Hipótesis 8: Condición de Montaje Se considera cargas verticales iguales al doble de las cargas verticales en condición normal. En esta hipótesis las cargas serán las que se obtienen en condición EDS inicial Hipótesis de Carga: Estructura de anclaje Hipótesis 1: Condición normal- Máximo viento Transversal En condiciones normales se admitirá que la estructura está sujeta a la acción simultánea de las siguientes fuerzas: a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La presión del viento sobre el área total neta proyectada de los conductores, cable OPGW y aisladores y accesorios para el vano medio correspondiente. La presión del viento sobre la estructura. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del conductor determinada por el ángulo máximo de desvío. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del cable OPGW determinada por el ángulo máximo de desvío. c) Cargas Longitudinal: La componente horizontal longitudinal de la máxima tensión del conductor determinada por el ángulo máximo de desvío. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del cable OPGW determinada por el ángulo máximo de desvío. Hipótesis 2: Condición normal- Máximo Viento longitudinal a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La proyección de la resultante de los tiros de los conductores y cable OPGW en máximo viento, en dirección de la bisectriz del ángulo de la línea. c) Cargas Longitudinal:

32 7.5 La presión del viento longitudinal sobre la estructura. La presión del viento longitudinal sobre la semisuma de los conductores y cables OPGW de vanos adyacentes. La proyección de la resultante de los tiros de los conductores y cable OPGW, a temperatura mínima, en dirección normal a la bisectriz del ángulo de la línea. Hipótesis 3: Condición normal- Máximo Viento a 45 del eje de la línea a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La presión del viento (de la componente a 45 ) sobre el área total neta proyectada del eje de la línea de los conductores, cable OPGW y aisladores y accesorios para el vano medio correspondiente. La presión del viento, de la componente a 45, sobre la estructura. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del conductor determinada por el ángulo máximo de desvío. La componente horizontal transversal de la máxima tensión del cable OPGW determinada por el ángulo máximo de desvío. c) Cargas Longitudinal: La presión del viento longitudinal (la componente a 45 ) sobre la estructura. La presión del viento longitudinal (la componente a 45 ) sobre la semisuma de los conductores y cable OPGW de vanos adyacentes. La proyección de la resultante de los tiros de los conductores y cable OPGW, a temperatura mínima, en dirección normal a la bisectriz del ángulo de la línea. Hipótesis 4: Condición Excepcional Rotura del cable OPGW. En condiciones de carga excepcional se admitirá que la estructura estará sujeta, además de las cargas normales, a una fuerza horizontal correspondiente a la rotura del cable OPGW. Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del cable OPGW. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 5: Condición Excepcional Rotura del conductor fase superior Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del conductor superior. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío.

33 7.6 Hipótesis 6: Condición Excepcional Rotura del conductor fase media Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del conductor medio. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 7: Condición Excepcional Rotura del conductor fase media Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del conductor medio. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 8: Condición de Montaje Se considera cargas verticales iguales al doble de las cargas verticales normales. Esta hipótesis se calcula en la condición EDS inicial del conductor. Hipótesis 9: Condición de estructura terminal Se considera la condición de estructura terminal, el cual será calculado en condición de mínima temperatura y presión de viento reducida. a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La presión del viento sobre el área total neta proyectada del eje de la línea de los conductores, cable OPGW y aisladores y accesorios para el vano medio correspondiente. La presión del viento sobre la estructura. c) Cargas Longitudinal: La presión del viento longitudinal sobre la estructura. La resultante de los tiros de los conductores y cable OPGW máxima en dirección longitudinal.

34 Hipótesis de Carga: Estructura de Terminal Hipótesis 1: Condición normal- Máximo viento Transversal En condiciones normales se admitirá que la estructura está sujeta a la acción simultánea de las siguientes fuerzas: a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: La presión del viento sobre el área total neta proyectada de los conductores y cable OPGW sobre el eje de la línea, aisladores y accesorios para el vano medio correspondiente. La presión del viento sobre la estructura. c) Cargas Longitudinal: La componente horizontal longitudinal de la máxima tensión del conductor La componente horizontal longitudinal de la máxima tensión del cable OPGW Hipótesis 2: Condición normal- Máximo Viento longitudinal a) Cargas verticales: El peso de los conductores, cable OPGW, aisladores y accesorios para el vano gravante correspondiente El peso propio de la estructuras b) Cargas Transversales: No hay carga c) Cargas Longitudinal: La presión del viento longitudinal sobre la estructura. La resultante máxima de los tiros de los conductores y cable OPGW, en la dirección longitudinal de la línea. Hipótesis 3: Condición Excepcional Rotura del cable OPGW. En condiciones de carga excepcional se admitirá que la estructura estará sujeta, además de las cargas normales, a una fuerza horizontal correspondiente a la rotura del cable OPGW. Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del cable OPGW. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío.

35 7.8 Hipótesis 4: Condición Excepcional Rotura del conductor fase superior Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del conductor superior. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 5: Condición Excepcional Rotura del conductor fase media Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del conductor medio. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 6: Condición Excepcional Rotura del conductor fase media Esta fuerza tendrá un valor del 100% de la máxima tensión del conductor medio. Esta fuerza será determinada en sus componentes longitudinales y transversales según el correspondiente ángulo de desvío. Hipótesis 7: Condición de Montaje Se considera cargas verticales iguales al doble de las cargas verticales normales. Esta hipótesis se realiza en condiciones EDS del conductor. El diagrama de carga calculado se usa para las estructuras de metal autosoportadas, sin embargo para las estructuras de concreto que llevan retenidas se deberá trasladas las cargas resultantes para que lo soporten las retenidas y el poste trabaje solo a compresión. 7.4 FACTORES DE SEGURIDAD Los factores de seguridad se han determinado según las condiciones ambientales de cada tramo del proyecto, las reglas del Código Nacional de Electricidad Suministro y las características físicas de los materiales seleccionados. El conductor y cable OPGW no excederán de los siguientes valores: - De acuerdo a normas vigentes, el esfuerzo máximo admisible (tangencial) en los conductores, no debe ser superior al 60% del esfuerzo de rotura del conductor. - Se ha considerado un esfuerzo inicial EDS del 16% tal que el esfuerzo final EDS resultante sea menor a 16% del tiro del rotura del conductor para evitar el uso de amortiguadores en vanos regulares. Para las estructuras se han tomado las consideraciones de la tabla del CNE Suministro 2011 y se ha seleccionado el grado de construcción B, por la importancia de la línea, el cual lleva además de los conductores de suministro, un cable de comunicación de fibra óptica en su estructura.

36 7.9 Los factores de sobrecarga para instalaciones con construcción Grado B, a utilizar con los factores de resistencia de la Tabla A, son las siguientes: Tabla GRADO DE CONSTRUCCION B Cargas verticales 1,50 Cargas transversales Debido al viento 2,50 Debido a la tensión en el conductor 1,65 Cargas Longitudinales En los cruces, en general 1,10 En los cruces en los amarres (anclajes) 1,65 En cualquier lugar, en general 1,00 En cualquier lugar, en los amarres 1,65 Cargas, regla 250.C 1,00 Los factores de resistencia a ser utilizadas con los factores de sobrecarga de la tabla serán como se indica a continuación. Tabla 261-1A Factores de resistencia para ser utilizado con cargas de la regla 250.B del CNE Suministro 2001 GRADO DE CONSTRUCCION GRADO B Estructuras de metal y concreto pretensado 1,0 Estructuras de madera y concreto armado 0,65 Alambre de retenida 0,9 Anclaje y cimentación de retenida 1,0 Factores de resistencia para ser utilizado con cargas de la regla 250.C del CNE Suministro 2011 Estructuras de metal y concreto pretensado 1,0 Estructuras de madera y concreto armado 0,75 Alambre de retenida 0,9 Anclaje y cimentación de retenida 1,0 Los cables de retenidas deberán tener un factor de seguridad de 1,33/0,9 = 1,48. El valor de 1,33 se ha elegido considerando las recomendaciones de la nota 2 de la tabla del CNE. 7.5 CRITERIOS PARA LOCALIZACIÓN DE ESTRUCTURAS La ubicación de estructuras de las líneas de transmisión de 138 kv se efectuó en forma preliminar en la vista de planta del trazo de ruta considerando los vanos permisibles calculados con el cálculo mecánico del conductor en el cual se determina las flechas y las

37 7.10 tensiones del conductor, esta ubicación será validada con el programa PLS CADD en la etapa de Ingeniería Definitiva; el cual chequea durante el proceso de ubicación; la utilización de acuerdo a normas del conductor y de las estructuras, según las prestaciones definidas para estos últimos Cálculo del vano máximo permisible Para el cálculo del vano máximo permisible se ha tomado en cuenta la longitud de la estructura a usar y las distancias mínimas al suelo ( 8,1 m). Las estructuras usadas en el proyecto tienen las siguientes longitudes: Postes de acero de 80, 85, 90, 100 y 120 pies Torre de celosía de 30, 33 m Se obtiene el siguiente Cuadro N 8 con los vanos máximos. Cuadro N 8 CÁLCULO DE FLECHA MÁXIMA Posición de conductor mas bajo en poste metálico 12.5 m Posición de conductor mas bajo en torre 11.6 m Distancia de seguridad 8.1 m Altura Altura he Altura Altura flecha Vano pies (m) (m) libre (m) amarre(m) max (m) (m) Postes metálicos Torres de celosía

38 8.0 SISTEMA DE PUESTA A TIERRA 8.1 CRITERIOS Y CÁLCULOS PRELIMINARES Condiciones ambientales El terreno donde se ubicara la línea de trasmisión en 138 kv, presenta suelos de cultivo y zonas de pronunciada pendiente, típica de zona Sierra. Las características climatológicas de la zona del estudio son las siguientes: - Altitud de la línea (m.s.n.m.) : Temperatura ambiente mínima ( C) : 8 - Temperatura ambiente media ( C) : 15 - Temperatura ambiente máxima ( C) : Criterios de Diseño Los criterios de diseño para el sistema de puesta considerados son las siguientes: - Para determinar el tipo de puesta a tierra se requiere que las instalaciones de líneas garanticen la seguridad de las personas, operación del sistema, y facilidad de actuación de las protecciones. Como las líneas tienen su recorrido por zonas de escaso tránsito de personas, no se ha tomado en cuenta el criterio de tensiones de toque, paso y transferencia. - Se deberá lograr una resistencia de puesta a tierra de 25 ohm, según regla Nº 036.D. del C.N.E. Suministro Se usarán electrodos de una longitud no menor a 2,40 m y con material de acero revestido con cobre electro depositado, el diámetro no será inferior a 16 mm. - Los electrodos horizontales se enterrarán a una profundidad de 0,60 m. - Las características del conductor de cobre 3/0 AWG a usar son las siguientes: Sección total : 85 mm² Diámetro exterior : 11,94 mm Peso unitario : 0,772 kg/m Carga de rotura mínima : 20,86 kn (2126 kg)

39 Procedimiento de Diseño El procedimiento para el diseño del sistema de puesta a tierra, es el siguiente: - Se realizaran mediciones de resistividad en todos los vértices de la línea y en puntos intermedios seleccionados. - Se determinará el valor promedio de la resistividad por el método de dos capas. - De acuerdo al valor de resistividad de 25 ohm y los valores de resistividades promedio calculados para los distintos tipos de suelo se dimensionaran las configuraciones de puesta a tierra. Nota: La medición de resistividad del terreno se muestra en detalle en el Anexo Nº 5

40 9.0 CONFIGURACIONES DE TIPO DE PUESTA A TIERRA 9.1 CONSIDERACIONES Las configuraciones de puesta a tierra se han seleccionado, teniendo en cuenta el uso de contrapesos horizontales y varillas de copperweld. Se ha determinado la configuración que permita su fácil instalación, debido a las limitaciones de espacio principalmente en la zona urbana. 9.2 CONFIGURACIONES A UTILIZAR PARA POSTES METÁLICOS Electrodo en disposición vertical (PAT-1) Esta configuración está compuesta de una varilla vertical de copperweld de 2,40 m de longitud de 16 mm de diámetro. Esta varilla estará conectada al poste mediante una grapa bimetálica que se conectará a la plancha metálica prevista en el poste metálico. La separación mínima al poste de madera será de 1,5 m. En la Figura Nº 9.1 se muestra un esquema de esta configuración. Figura Nº9.1 TIPO: PAT Contrapeso Horizontal (PAT-C) Esta configuración está compuesta por el conductor de cobre 85 mm 2 en disposición horizontal enterrado a una profundidad de 0.6m. Este conductor está conectada al cable de bajada de puesta a tierra mediante un conector de cobre tipo perno partido. En la Figura Nº 4.2 se muestra un esquema de esta configuración.

41 9.2 Figura Nº9.2 TIPO DE PAT-C Contrapeso horizontal en Oposición (PAT-D) Esta configuración está compuesta por dos conductores de cobre 85 mm 2 en disposición horizontal oposición enterrados a una profundidad de 0.6m. Esta varilla estará conectada al poste mediante una grapa bimetálica que se conectará a la plancha metálica prevista en el poste metálico. En la Figura Nº 9.3 se muestra un esquema de esta configuración. Figura Nº9.3 TIPO DE PAT-D Contrapeso Horizontal en Oposición con 2 electrodos (PAT-1D) Esta configuración está compuesta por dos conductores de cobre de 85 mm 2 en disposición horizontal contrapuestos enterrados a una profundidad de 0,6 m con un electrodos de copperweld en forma vertical de 2,40 m de longitud de 16 mm de diámetro. Esta varilla estará conectada al poste mediante una grapa bimetálica que se conectará a la plancha metálica prevista en el poste metálico. En la Figura Nº 9.4 se muestra un esquema de esta configuración. Figura Nº9.4 TIPO DE PAT-1D Contrapeso Horizontal en Oposición con 2 electrodos (PAT-2D) Esta configuración está compuesta por dos conductores de cobre de 85 mm 2 en disposición horizontal contrapuestos enterrados a una profundidad de 0.6m con dos electrodos de copperweld en forma vertical de 2,40 m de longitud de 16 mm de diámetro. Esta varilla estará conectada al poste mediante una grapa bimetálica que se conectará a la plancha metálica prevista en el poste metálico.

42 9.3 En la Figura Nº 9.5 se muestra un esquema de esta configuración. Figura Nº9.5 TIPO DE PAT-2D 9.3 CONFIGURACIONES A UTILIZAR PARA TORRES DE CELOSÍA Contrapeso horizontal en Oposición (PAT-E) Esta configuración está compuesta por dos conductores de cobre 85 mm 2 en disposición horizontal oposición enterrados a una profundidad de 0,6 m. Estos conductores están conectados al cable de bajada de puesta a tierra mediante dos conectores de cobre tipo perno partido. En la Figura Nº 9.6 se muestra un esquema de esta configuración. Figura Nº9.6 TIPO DE PAT-E Contrapeso Horizontal en Oposición con 1 electrodos (PAT-1E) Esta configuración está compuesta por dos conductores de cobre de 85 mm 2 en disposición horizontal contrapuestos enterrados a una profundidad de 0.6m con un (1) electrodos de copperweld en forma vertical de 2,40 m de longitud de 16 mm de diámetro. Cada uno de estos conductores estarán conectados a la parte metálica de la torre mediante un una grapa bimetálica de 1 vía con uno o dos pernos. En la Figura Nº 9.7 se muestra un esquema de esta configuración.

43 9.4 Figura Nº9.7 TIPO DE PAT-1F Contrapeso Horizontal en Oposición con 2 electrodos (PAT-2E) Esta configuración está compuesta por dos conductores de cobre de 85 mm 2 en disposición horizontal contrapuestos enterrados a una profundidad de 0.6m con dos electrodos de copperweld en forma vertical de 2,40 m de longitud de 16 mm de diámetro. Cada uno de estos conductores estarán conectados a la parte metálica de la torre mediante un una grapa bimetálica de 1 vía con uno o dos pernos. En la Figura Nº 9.8 se muestra un esquema de esta configuración. Figura Nº9.8 TIPO DE PAT-2F Donde la simbología usadas se muestra en la Figura Nº 9.8 Figura Nº9.8 SIMBOLOGÍA UTILIZADA SÍMBOLO DESCRIPCIÓN Poste metálico Pozo de tierra con electrodo Conductor de cobre Pata de torre

44 9.5 Las configuraciones de puesta a tierra a usar se muestran en los planos LSP-015 para postes metálicos y LSP-022 para torres de celosía. 9.4 DETERMINACION DE LA RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA Ante la resistividad alta obtenida, definimos la siguiente configuración a ser empleadas en función al espacio y ubicación de las estructuras definidas, así como del valor de resistividad registrado: Resistencia de la Configuración Tipo( PAT-1) La resistencia propia de puesta a tierra para sistemas compuestos por un electrodo, se estima a través de la siguiente relación: Donde: Rv a 4 L Ln( ) 2 L d Rv : Resistencia propia de un electrodo (Ω) a : Resistividad aparente del terreno (Ω - m) L : Longitud de la electrodos (m) d : Diámetro del electrodo (m) h : Profundidad de enterramiento (m) Resistencia con Contrapeso Horizontal (PAT-C y PAT-E) La resistencia propia de puesta a tierra de un contrapeso horizontal, enterrado a una profundidad p está dada por la siguiente expresión: Rc a L Ln 2L 2hp 1 Donde: Rc : Resistencia de puesta a tierra del conductor horizontal (Ω) a : Resistividad aparente del terreno (Ω-m) L : Longitud del conductor (m) h : Diámetro del conductor (m) p : Profundidad de enterramiento (m) Resistencia con Contrapeso Horizontal en Oposición (PAT-D y PAT-E) Rt 2 a 2 L ( Ln L 1.55hd )

45 9.6 Donde: Rt : Resistencia de puesta a tierra del conductor horizontal (Ω) a : Resistividad aparente del terreno (Ω-m) L : Longitud del conductor (m) d : Diámetro del conductor (m) h : Profundidad de enterramiento (m) Resistencia con Contrapeso Horizontal en Oposición Con dos electrodos (PAT-2D) La Resistencia Mutua entre conductor horizontal y el electrodo vertical, se calcula a través de la siguiente expresión: Rm Rt a Lc Ln L pdc 1 Donde: Rm : Resistencia mutua entre conductores verticales y horizontales de puesta a tierra (Ω) Rc : Resistencia de puesta a tierra del conductor horizontal (Ω) a : Resistividad aparente del terreno (Ω-m) Lc : Longitud del conductor horizontal (m) dc : Diámetro del conductor horizontal (m) p : Profundidad de enterramiento (m) L : Longitud del electrodo vertical (m) La resistencia de dos varillas separadas 3m se estima a través de la siguiente relación. R v L a 4 L Ln( ) d Resistencia Total del Sistema de Aterramiento La resistencia de puesta a tierra total del conjunto, se estima a través de la siguiente relación: Rvc2 Rv2Rt Rv2 Rt 2 Rm 2Rm Donde: Rvc2 : Resistencia de puesta a tierra total del sistema (Ω) Rv2 : Resistencia de puesta a tierra equivalente de dos electrodos (Ω)

46 9.7 Rt : Resistencia de puesta a tierra del conductor enterrado en configuración horizontal (Ω) Rm : Resistencia mutua entre el conjunto electrodos y conductor enterrado horizontalmente (Ω) Resistencia con Contrapeso Horizontal en Oposición Con dos Electrodos (PAT-2E) La Resistencia Mutua entre conductor horizontal y el electrodo vertical, se calcula a través de la siguiente expresión: Rm Rt a Lc Ln L pdc 1 Donde: Rm : Resistencia mutua entre conductores verticales y horizontales de puesta a tierra (Ω) Rc : Resistencia de puesta a tierra del conductor horizontal (Ω) a : Resistividad aparente del terreno (Ω-m) Lc : Longitud del conductor horizontal (m) dc : Diámetro del conductor horizontal (m) p : Profundidad de enterramiento (m) L : Longitud del electrodo vertical (m) La resistencia equivalente de dos varillas se estima a través de la siguiente relación. R vf a 4 L Ln( ) L d Resistencia Total del Sistema de Aterramiento La resistencia de puesta a tierra total del conjunto, se estima a través de la siguiente relación: Donde: Rvcf 2 RvfRt Rm Rvf Rt 2Rm Rvcf : Resistencia de puesta a tierra total del sistema (Ω) Rvf : Resistencia de puesta a tierra equivalente de dos electrodos (Ω) Rt : Resistencia de puesta a tierra del conductor enterrado en configuración horizontal (Ω) Rm : Resistencia mutua entre el conjunto electrodos y conductor enterrado horizontalmente (Ω).

47 RESULTADOS DE LOS CÁLCULOS DE RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA DE LAS CONFIGURACIONES De los cálculos efectuados se determino para diferentes resistividades del terreno, el tipo de configuración de puesta a tierra a instalarse, el cual se resume en los siguientes cuadros: Cuadro Nº9.1 CONFIGURACIONES EN POSTES MÉTALICOS Tipo Resistividad ohm-m Contrapeso Horizontal (m) Varilla (u) Requerimiento PAT PAT-C PAT-C PAT-C PAT-C PAT-D PAT-1D PAT-1D PAT-2D PAT-2D Cuadro Nº9.2 CONFIGURACIONES EN TORRES DE CELOSÍA Tipo Resistividad ohm-m Contrapeso Horizontal (m) Varilla (u) PAT-E PAT-E PAT-E PAT-E PAT-E PAT-1E PAT-1E PAT-2E PAT-2E Requerimiento 9.6 OBSERVACIONES Y CONCLUSIONES - Para resistividades menores a 500 ohm-m se recomienda completar los rellenos con material de préstamo cernida - En los puntos donde se encuentren resistividades mayores a 500 ohm-m se recomienda utilizar material de préstamo para el relleno de los contrapeso y del pozo de puesta a tierra. - En caso de obtenerse resistividades promedio muy altas en el terreno, el Contratista propondrá métodos para la disminución de tales resistividades (Tales como geles,

48 9.9 sales, etc.). Estos sistemas artificiales deberá asegurar una resistividad permanente durante el tiempo de vida y no ser nocivos para el suelo.

49 10.0 CÁLCULO DE LA CAPACIDAD DE TRANSMISIÓN DEL CABLE SUBTERRÁNEO 10.1 CARACTERÍSTICAS TÉCNICAS DEL CABLE La sección del cable seleccionado es del tipo unipolar, con aislamiento de polietileno reticulado (XLPE) con conductor de cobre de 240 mm 2, cuyas características técnicas son: N de circuitos 1 N conductores/fase 1 Conductor cobre de 240 mm2 de sección - Diámetro exterior del conductor 18,6 mm - Resistencia eléctrica en c-c a 20º C 0,0754 ohm/km - Temperatura de operación normal 90º C - Temperatura de corto-circuito 250º C Pantalla semiconductora sobre conductor de 1 mm de espesor Aislamiento de polietileno reticulado (XLPE) de 18 mm de espesor Pantalla semiconductora sobre de 1 mm de espesor aislamiento Pantalla conductora - Material - Nº de hilos - Diámetro de hilos Alambres de cobre 80 1,5mm Cubierta de protectora exterior : de polietileno (PE) con 4 mm de espesor Diámetro exterior del cable : 66,56 mm 10.2 CAPACIDAD DE CORRIENTE DEL CABLE DE ENERGIA a) Capacidad de transmisión En los sistemas subterráneos de transmisión, el valor determinante es la capacidad cíclica de transmisión, vale decir la capacidad de transmisión bajo el régimen de carga de la carga atendida. Esta es la característica de los enlaces subterráneos urbanos que presentan la máxima demanda en las horas punta del servicio. El método de cálculo se basa en la capacidad en régimen continuo, determinado según la Norma IEC 60287, Calculation of the Continuous Current Rating of Cables (100% Load Factor).

50 11.2 Para el cálculo de la capacidad cíclica se determina un factor de carga cíclica, M, mayor de 1, según procedimiento indicado en la Norma UNE Este factor multiplica al valor en régimen constante para determinar la capacidad cíclica de transmisión. La capacidad de transmisión de un circuito de cables (con un factor de carga igual a 1), se determina por la siguiente expresión: I RT 1 Wd 0.5T1 n( T nr(1 ) T nr( T 3 T4 ) )( T 2 3 T 4 ) 1/ 2 I : Intensidad de corriente en el conductor (A) : Gradiente admisible de temperatura entre el conductor y medio ambiente ( C) R : Resistencia óhmica del conductor en c-a, por unidad de longitud, a la temperatura de operación (ohm / m) Wd : Perdidas dieléctricas, por unidad de longitud, del aislamiento del cable (W/m) T1 : Resistencia térmica, por unidad de longitud, entre el conductor y la pantalla (º K.m/W) T2 : Resistencia térmica, por unidad de longitud, del relleno de asiento entre la pantalla y la armadura, (º K.m/W) T3 : Resistencia térmica, por unidad de longitud, de la capa externa del cable, (º K.m/W) T4 : Resistencia térmica, por unidad de longitud, entre la superficie del cable y el medio circundante, (º K.m/W). n : Número de conductores en servicio, dentro del cable (n = 1, dato particular del proyecto: un conductor por cable) : Relación de las pérdidas en la pantalla metálica con respecto a las pérdidas totales en todos los conductores del cable : Relación de las pérdidas en la armadura respecto a las pérdidas totales en todos los conductores del cable ( 2 = 0, cable sin armadura) Se efectúa el cálculo para los dos casos que se puedan presentar: Directamente enterrados y en ductos de concreto, como en la cruzada por ejemplo que se pudieran presentar. Esta es la condición crítica desde el punto de vista de capacidad de transmisión de los cables. El cálculo se efectúa para el cable que adquiere la mayor temperatura por su ubicación dentro del conjunto de cables. La forma de instalación se ilustra en los planos del proyecto. El cálculo se efectúa para dos configuraciones de instalación, tomándose en cada uno de ellos el cable interior que adquiere la mayor temperatura. En el cuadro siguiente se muestra los resultados en régimen continuo en base a lo determinado en la Norma IEC 60287

51 11.3 DIMENSIONAMIENTO DEL CABLE SUBTERRANEO IEC CALCULATION OF CONTINUOUS CURRENT RATING OF CABLES DATOS DEL CONDUCTOR SIMBOLO UNIDADES DIRECTAMENTE ENTERRADOS EN DUCTOS Sección (mm2) Diámetro dc mm 18,6 18,6 Resistencia del conductor en CC a 20 ºC ohm/km 0,0754 0,0754 Material del Conductor cobre cobre Calor especifico por volumen del conduc IEC apend E, tabla E2 c J/m3.K 3,45E+06 3,45E+06 Espesor de la pantalla semiconductora sobre el conductor tsc mm 0,6 0,6 Espesor del aislamiento de polietileno reticulado (XLPE) ti mm 16,5 16,5 Calor especifico por volumen del Aislamiento IEC apend E, tabla E1 i J/m3.K 2,40E+06 2,40E+06 Espesor de la pantalla semiconductora sobre el aislamiento tsi mm 1,38 1,38 Diametro exterior del pantalla semiconduc+aislamiento+semiconduct dsi mm 55,56 55,56 Pantalla de Hilos (Screen Wires) Numero de alambres de cobre nw # Diametro de alambres dw mm 1,5 1,5 sección de la pantalla Sw mm Calor especifico por volumen del Pantalla de hilos IEC apend E, tabla E2 w J/m3.K 3,45E+06 3,45E+06 Espesor de la pantalla semiconductora sobre la cubierta metalica tse 0 0 Espesor de la Cubierta metalica sobre pantalla semiconductora ts 0 0 Calor especifico por volumen del Cubierta Metálica IEC apend E, tabla E2 s J/m3.K 2,50E+06 2,50E+06 Diametro bajo la cubierta protectora exterior Ds mm 58,56 58,56 Espesor de la Cubierta protectora exterior de polietileno, PE te mm 4 4 Diametro exterior del cable De mm 66,56 66,56 Calor especifico por volumen del Cubierta Metálica IEC apend E, tabla E1 e J/m3.K 2,40E+06 2,40E+06 Coefiente de Temperatura a 0ºC, IEC 853-2, apependix E, tabla E2 K 234,50 234,50 DATOS DEL DUCTO Diámetro exterior del ducto Do mm Diámetro interior del ducto Dd mm 152,4 152,4 Resistividad Térmica del material del ducto IEC K.m/W 1 1 DATOS DE BANCO DE DUCTOS Material Condreto Concreto Altura de Ubicación del ducto x mm Ancho del conjunto de ductos y mm Resistividad Termica del Ducto K.m/W 0 1 Difusividad (IEC apendice D, Tabla D1) m2/s 5,00E-07 5,00E-07 Profundidad del centro del banco de ductos Lg mm CIRCUITOS Numero de Cables N # 3 3 Numero de conductores aislados dentro del conductor n # 1 1 Separación entre conductorres - Disposición Flat s mm Distancia de la Sup. Terr a Cen Conductor de referencia B L mm DISPOSICION DE CONDUCTORES EJE DE COORDENADAS DE CADA CONDUCTOR PRIMERA TERNA XA 0 mm YA 1800 mm XB 250 mm YB 1800 mm XC 500 mm YC 1800 mm CONDICIONES DE OPERACIÓN

52 11.4 DIMENSIONAMIENTO DEL CABLE SUBTERRANEO IEC CALCULATION OF CONTINUOUS CURRENT RATING OF CABLES Nivel de Tensión U KV Nivel de Tensión contra tierra Uo V 79674, ,34 Temperatura del conduc con la corriente de serv. ºC Temperatura del Medio Ambiente a ºC Temperatuda de emergencia emergencia ºC Temperatura de cortocircuito ºC DATOS DE SUELO Resistividad Termica del suelo K.m/W 1,5 1,5 VALORES DE RESISTENCIAS Resistencia Ohmica en CC (Rcc) a 90 ohm/m 0, , Factores debido al Efecto Piel y al efecto de proximidad Constante de proximidad (Kp) Kp 1 1 Constante de efecto skin (Ks) Ks 1 1 frecuencia f Hz Resistividad de conductor a 20ºC ohm,mm2/m 0, , Coeficiente de temperatura a 20ºC 0, ,00393 Separación entre conductores mm Factores por efecto piel x s 2 1,5685 1,5685 y s 0,0127 0,0127 Factores por efecto de proximidad x p 2 1,5685 1,5685 y p 0, ,00029 Resistencia Ohmica en CA (Rca) a 90 ohm/m 0, , PERDIDAS DIELECTRICAS EN EL AISLAMIENTO W D Datos: Tipo de Aislamiento XLPE XLPE Velocidad angular rad/seg 376,99 376,99 Constante Dielectrica del Aislamiento 2,50 2,50 Factor de Perdida tan 0,001 0,001 Diametro del conductor dc mm 19,8 19,8 Diametro sobre el aislamiento D a mm 52,8 52,8 Capacidad del Conductor C F/km 1,416E-07 1,416E-07 Perdidas Dielectricas en el Aislamiento W D W/m 0, , Factor de Perdida de para pantalla y cubierta 0,0 0,0 RESISTENCIAS TERMICAS Resistividad Termica del Aislamiento i K.m/W 3,5 3,5 Resistencia Termica del Aislamiento T1 K.m/W 0, ,60957 Resistividad Termica de Cubierta Exterior e K.m/W 3,5 3,5 Resistencia Térmica de Cubierta Exterior T3 K.m/W 0,0713 0,0713 Constante: Según IEC , tabla 4 U 0,000 0,000 Constante: Según IEC , tabla 4 V 0,910 0,910 Constante: Según IEC , tabla 4 Y 0,010 0,010 Temperatura media dentro del Ducto: m ºC 78,000 78,000 Resistencia Térmica entre el cable y el ducto T 41 K.m/W 0,0000 0,0000 Resistencia Térmica del mismo ducto T 42 K.m/W 0,0000 0,0174

53 11.5 DIMENSIONAMIENTO DEL CABLE SUBTERRANEO IEC CALCULATION OF CONTINUOUS CURRENT RATING OF CABLES Parametro u 54,09 54,09 Radio Equivalente en bancos de ductos rb mm 485,00 485,00 Parametro ub 3,9175 3,9175 Resistencia termina externa al ducto T 43 K.m/W 1, ,20953 Resistencia Térmica de Externa T4 K.m/W 1, ,22692 RESULTADOS CORRIENTE EN REGIMEN CONTINUO I A 596,9 511,6 POTENCIA S MVA PERDIDAS EN EL CONDUCTOR Wc W/m PERDIDAS TOTALES EN EL CABLE Wl W/m En el cuadro siguiente se muestra los resultados en régimen cíclico en base a lo determinado en la Norma IEC DIMENSIONAMIENTO DEL CABLE SUBTERRANEO IEC-853 CALCULATION OF THE CYCLIC CURRENT RATING OF CABLES CALCULOS SIMBOLO UNIDADES DIRECTAMENTE ENTERRADOS EN DUCTOS SECCION DE CONDUCTOR Simbolo Unidad Resistencia Termica Total de un cable del Conductor al exterior de la superficie T K.m/W 0, ,68090 Sección Tranversal del conductor Sc m2 2,71716E-04 2,71716E-04 Capacitancia Termal del Conductor Qc J/m.K 937, ,421 Sección Tranversal del Dielectrico (Semi-conducting + insulation +semi-conducting) Si m2 2,15274E-03 2,15274E-03 Capacitancia Termal del Dielectrico Qi J/m.K 5166, ,576 Sección Tranversal de la Pantalla de hilos Sw m2 1,300E-04 1,300E-04 Capacitancia Termal de la Pantalla de hilos Qw J/m.K 448, ,500 Diámetro principal de la cubierta métalica ds mm 58,560 58,560 Sección Tranversal de la Cubierta Metalica Ss m2 0,000E+00 0,000E+00 Capacitancia Termal de la Cubierta Metálica Qs J/m.K 0,000 0,000 Sección Transversal de la Cubierta Exterior Se m2 7,862E-04 7,862E-04 Capacitancia Termal de la Cubierta Exterior Qj J/m.K 1886, ,765 Capacitancia Termica Total de un Cable Q J/m.K 8440, ,262 Constante de Tiempo 1,5964 1,5964 Transferencia parcial por Larga Duración. Factor para la distribución de la capacitancia termal del dielectrico p 0,33 0,33 TA = T1 TA K.m/W 0,61 0,61 Perdida en el Conductor Wc W/m 34,70 25,49

54 11.6 Perdida en la pantalla de hilos y cubierta metálica Ws W/m 0,00 0,00 Razon tomada en cuenta de las perdidas extras que ocurren en la cubierta qs 1,00 1,00 TB = qs.t3 TB K.m/W 0,07 0,07 QA = Qc+pQi QA J/m.K 2645, ,97 Factor para la distribución de la capacitancia termal de la cubierta del cable P 0,48 0,48 QB QB J/m.K 4809, ,68 Coeficiente usado para el calculo por el paso de la una elevación de temperatura parcial Mo s 1072, ,36 Coeficiente usado para el calculo por el paso de la una elevación de temperatura parcial No s , ,18 Coeficiente usado para el calculo por el paso de la una elevación de temperatura parcial a 1/s 0,00 0,00 Coeficiente usado para el calculo por el paso de la una elevación de temperatura parcial b 0,00 0,00 Resistencia Termica Aparente usado para el calculo por el paso de una elevación de la temperatura. Ta K.m/W 0,00 0,00 Resistencia Termica Aparente usado para el calculo por el paso de una elevación de la temperatura. Tb K.m/W 0,68 0,68 Cyclic rating factor (including cable thermal capacitance) M 1,20 1,23 RESULTADOS Cyclic current (Icyclic), where Icyclic I ciclica A 716,9 630,2 Power System (S) S MVA 171,36 150,64 Los resultados se resumen en el siguiente cuadro: Capacidad de transmisión cíclica de cables Directamente enterrados En ductos Configuración I (A) MVA Configuración I (A) MVA (3 cables) 716,9 171,4 3 cables) 630,2 150 La menor capacidad de transmisión en régimen cíclico para las configuraciones consideradas, es de 150 MVA por el circuito directamente enterrados, con circuitos en operación a la máxima temperatura de 90 C, según lo prescrito por la Norma AEIC CS7-93. Este valor de capacidad de transmisión supera ligeramente la máxima demanda esperada del enlace, de 130 MVA. b) Tensiones Inducidas Las tensiones inducidas para la longitud promedio de cada sección de cable (longitud entre dos cámaras de empalme). Para una disposición flat de tres cables unipolares a, b y c, siendo b el cable central, y a, c los exteriores, la tensión inducida en la pantalla para una carga balanceada es: E b = j I b (2x10-7 ) Ln (2S/d) V/m E a = j I b (2x10-7 ) [ -0,5 Ln (S/d) + j( 3/2) Ln (4S/d)] V/m E c = j I b (2x10-7 ) [ -0,5 Ln (S/d) - j( 3/2) Ln (4S/d)] V/m

55 11.7 Donde: I b = Corriente (A) en fase b = I (0 ) I a = Corriente (A) en fase a = I (240 ) I c = Corriente (A) en fase c = I (120 ) S = Separación entre ejes de cables d = diámetro medio de pantalla = 120 Resultados: CABLE XLPE 240 mm2 DE Cu CONDICION S (mm) d (mm) I (A) [Eb] (V/m) [Ea]=[Ec] (V/m) Longitud de sección (m) Maxima Tensión Inducida en el tramo (V) OPERACIÓN NORMAL CICLICA ,56 630,22 0,102 0, ,88 OPERACIÓN EN CORTOCIRCUITO , ,00 2,43 2, ,02 El valor de la tensión inducida en operación normal (para la corriente de carga), es menor que el valor normalmente aceptado de 100 V. De otro lado, dado el valor de tensión inducida en cortocircuito, de 1,5 kv, se recomienda instalar un limitador de tensión de pantalla (SVL) de 2 kv, para proteger al personal y a la cubierta protectora del cable, en especial en caso se eleve el nivel de la corriente de cortocircuito.

56 OBRAS CIVILES 11.1 FUNDACIONES PARA LA LÍNEA AÉREA Consideraciones para el cálculo Considerando los aspectos geotécnicos de las zonas donde se han definido las ubicaciones de las postes, se han diseñados las fundaciones en concreto armado. Los suelos utilizados son los siguientes: Tramo -Umapalca -Socabaya al -Cementerio -Salaverry -Los Jardines - C. Salaverry a - Parque Industrial Tipo de Suelo Tipo I Depósitos aluviales y de flujos de barro, constituidos en profundidad por suelos gruesos de naturaleza de arenas limosas con gravas (SM). Tipo II Este tipo de material lo conforman suelos finos, de naturaleza de limos arenosos (ML). Peso Específico (kg/m 3 ) a a Ángulo de Fricción ( º) 29.5 a 30 Ángulo de Arranque ( º) Profund. (m) 1,70 2,00 2,30 2,40 2,50 2,70 1,70 2,00 2,50 2,70 Presiones Admisibles (kg/cm²) 0,88 a 1,11 1,02 a 1,27 1,42 a 1,44 1,43 a 1,45 1,24 a 1,33 1,33 a 1,66 0,80 a 0,82 0,91 a 0,92 1,08 a 1,08 1,14 a 1,15 Asentamientos (cm) 1,14 a 1,44 1,32 a 1,64 1,84 a 1,86 1,86 a 1,88 1,61 a 1,73 1,73 a 2,15 0,88 a 0,90 0,99 a 1,01 1,58 a 1,59 1,26 a 1, Fundación en Concreto Armado Para el diseño de estas estructuras, se ha considero las fuerzas actuantes del cuadro de cargas, producto del cálculo mecánico de estructuras. Se adjunta cargas. El factor de seguridad considerado para resistir el momento de volteo de la fundación es mayor o igual a 1,50, conforme se indica en el Numeral 5.3 de la NTE E.030. La fuerza resistente a la fuerza de arrancamiento de la cimentación del poste está dada por el peso de la cimentación y el peso de la fundación de concreto. Se ha considero dos tipos

57 11.2 de suelos, cuyos parámetros geotécnicos se muestran en el Informe de Estudio de Geología y Geotecnia La relación entre la fuerza resistente y la fuerza de arrancamiento representa el factor de seguridad al arrancamiento. Las presiones transmitidas al terreno se calcularon considerando los efectos de carga excéntrica sobre las fundaciones, en base a la carga de compresión vertical y los momentos biaxiales sobre la base de cimentación. Las presiones producidas en la base de las cimentaciones, debido a las fuerzas de compresión máxima en ningún caso excedieron la capacidad portante del suelo para las condiciones normales de carga. Para el diseño de las cimentaciones de concreto armado se utilizó el Método de Valenci que es una simplificación del método de Sulzberger. La fundación se diseñó por esfuerzos de flexión y se verificó el cortante por flexión y punzonamiento Materiales Para el diseño de las estructuras se ha considerado materiales con las siguientes características: a. Cemento El tipo de cemento a usar será el CEMENTO TIPO I el cual deberá ser verificado en el estudio de geología y geotécnia que deberá efectuarse en la etapa de replanteo b. Concreto - Concreto Armado: Resistencia a la compresión c. Acero de refuerzo del concreto - Barras de acero corrugado grado 60 ASTM A-615 Resistencia a la fluencia 210 kg/cm² fy= kg/cm² Resultados Los resultados del cálculo de fundaciones se plasmaron en el plano LSP-012 y LSP-019 y los cálculos se muestran en el Anexo N CÁLCULO ESTRUCTURAL PARA EL TRAMO SUBTERRÁNEO En los tramos subterráneos se han considerado cámaras de paso en el recorrido de la línea, los mismos que han sido diseñados teniendo en cuenta las siguientes consideraciones.

58 Cargas consideradas Las cargas consideradas para el análisis de las cámaras de paso son: CARGA MUERTA (CM) Peso propio de la losa (CM1) P propio= Espesor de losa x ancho x peso del concreto Donde: Espesor de losa= 0.25 m Ancho= se consideró por metro ancho Peso de concreto= 2400 kg/m3 Peso de asfalto (CM2) Donde: Peso de relleno: (CM3) Donde: CARGA VIVA (CV) P asfalto= Espesor de pavimento x ancho x peso del concreto Espesor asfalto= m Ancho= se consideró por metro ancho Peso del asfalto= 1300 kg/m3 P relleno= Espesor de losa x ancho x peso del concreto Espesor relleno= altura de relleno sobre la cámara Ancho= se consideró por metro ancho Peso del suelo= 1800 kg/m3 Se consideró para el diseño la carga de un camión HL-93 de acuerdo al manual de diseño de puentes. Como carga puntual: kg (en el centro de la luz como caso crítico) (CV1) Como carga distribuida: 970 kg/m (en toda la luz libre) (CV2) Para el caso que haya relleno se considera la carga distribuida o carga puntual repartida en la profundidad h mediante: Para una carga repartida

59 11.4 Nivel suelo W W ' Para una carga puntual Nivel suelo P W ' Teniendo todas las cargas definidas sumamos todas: Total Carga Muerta CM= CM1+ CM2+ CM3 Total Carga Viva CV= CV1+ CV2 Amplificamos las cargas mediante: Carga total (CT)= 1.5 CM+ 1.8 CV Cálculo del Momento flector: a. Para la losa superior Se consideró el análisis de la losa como una viga simplemente apoyada con una luz libre (Ln) igual a la longitud menor de la losa en cuestión. Es decir: Para carga distribuida: Momento flector: Mn= (CT.Ln 2 )/8 Para carga puntual:

60 11.5 Momento flector: Mn= (CT.Ln)/4 Sumamos todos los momentos hallados y utilizamos la siguiente ecuación: Mn '. f. b. d c Donde hallaremos ω. Teniendo este valor hallo la cuantía de acero: f ` c fy Finalmente hallo la cantidad de acero: As bd b. Para la losa inferior De forma similar a la carga se inferior se consideran esas cargas y se le adiciona el peso de los muros y el peso propio de la losa inferior. Para la carga puntual de la carga viva se reparte este entre la luz libre de análisis de la losa inferior. Teniendo todas las cargas definidas sumamos todas: Total Carga Muerta CM= CM1+ CM2+ CM3 Total Carga Viva CV= CV1+ CV2 Y amplificamos las cargas mediante: Carga total (CT)= 1,5 CM+ 1,8 CV El cálculo del momento y el acero se hallará de manera similar a la losa superior. c. Para los muros Se analizará como pórtico invertido teniendo en cuenta la carga repartida sobre la losa, y la carga del suelo sobre el muro. Los casos se muestran en las hojas de cálculos de cada cámara. Luego se tomará en cuenta el momento mayor y con este se hallará la cuantía y la cantidad de acero necesaria. Los resultados de los cálculos de muestran en el Anexo Nº Resultados del Cálculo Los resultados del cálculo se muestran en el Anexo N 7 y se han plasmado en los planos LSP-024.

61 ANEXO Nº 1 CÁLCULO DE AMPACITANCIA DEL CONDUCTOR PARA 50ºC, 60ºC, 70ºC Y 75ºC

62 AMPACITANCIA PARA 50º C PLS-CADD Version :26:51 a.m. jueves, 28 de junio de 2012 IEEE Std method of calculation Air temperature is (deg C) Wind speed is 0.61 (m/s) Angle between wind and conductor is 90 (deg) Conductor elevation above sea level is 2300 (m) Conductor bearing is 90 (deg) (user specified bearing, may not be value producing maximum solar heating) Sun time is 13 hours (solar altitude is 74 deg. and solar azimuth is -61 deg.) Conductor latitude is (deg) Atmosphere is CLEAR Day of year is 164 (corresponds to junio 12 in year 2012) (user specified day, may not be day producing maximum solar heating) Conductor description: AAAC - CAIRO Conductor diameter is (cm) Conductor resistance is (Ohm/km) at 25.0 (deg C) and (Ohm/km) at 75.0 (deg C) Emissivity is 0.7 and solar absorptivity is 0.7 Solar heat input is Radiation cooling is Convective cooling is (Watt/m) (Watt/m) (Watt/m) Given a maximum conductor temperature of 50.0 (deg C), The steady-state thermal rating is amperes

63 AMPACITANCIA PARA 60º C PLS-CADD Version :27:29 a.m. jueves, 28 de junio de 2012 IEEE Std method of calculation Air temperature is (deg C) Wind speed is 0.61 (m/s) Angle between wind and conductor is 90 (deg) Conductor elevation above sea level is 2300 (m) Conductor bearing is 90 (deg) (user specified bearing, may not be value producing maximum solar heating) Sun time is 13 hours (solar altitude is 74 deg. and solar azimuth is -61 deg.) Conductor latitude is (deg) Atmosphere is CLEAR Day of year is 164 (corresponds to junio 12 in year 2012) (user specified day, may not be day producing maximum solar heating) Conductor description: AAAC - CAIRO Conductor diameter is (cm) Conductor resistance is (Ohm/km) at 25.0 (deg C) and (Ohm/km) at 75.0 (deg C) Emissivity is 0.7 and solar absorptivity is 0.7 Solar heat input is Radiation cooling is Convective cooling is (Watt/m) (Watt/m) (Watt/m) Given a maximum conductor temperature of 60.0 (deg C), The steady-state thermal rating is amperes

64 AMPACITANCIA PARA 70º C PLS-CADD Version :28:10 a.m. jueves, 28 de junio de 2012 IEEE Std method of calculation Air temperature is (deg C) Wind speed is 0.61 (m/s) Angle between wind and conductor is 90 (deg) Conductor elevation above sea level is 2300 (m) Conductor bearing is 90 (deg) (user specified bearing, may not be value producing maximum solar heating) Sun time is 13 hours (solar altitude is 74 deg. and solar azimuth is -61 deg.) Conductor latitude is (deg) Atmosphere is CLEAR Day of year is 164 (corresponds to junio 12 in year 2012) (user specified day, may not be day producing maximum solar heating) Conductor description: AAAC - CAIRO Conductor diameter is (cm) Conductor resistance is (Ohm/km) at 25.0 (deg C) and (Ohm/km) at 75.0 (deg C) Emissivity is 0.7 and solar absorptivity is 0.7 Solar heat input is Radiation cooling is Convective cooling is (Watt/m) (Watt/m) (Watt/m) Given a maximum conductor temperature of 70.0 (deg C), The steady-state thermal rating is amperes

65 AMPACITANCIA PARA 75ºC PLS-CADD Version :29:00 a.m. jueves, 28 de junio de 2012 IEEE Std method of calculation Air temperature is (deg C) Wind speed is 0.61 (m/s) Angle between wind and conductor is 90 (deg) Conductor elevation above sea level is 2300 (m) Conductor bearing is 90 (deg) (user specified bearing, may not be value producing maximum solar heating) Sun time is 13 hours (solar altitude is 74 deg. and solar azimuth is -61 deg.) Conductor latitude is (deg) Atmosphere is CLEAR Day of year is 164 (corresponds to junio 12 in year 2012) (user specified day, may not be day producing maximum solar heating) Conductor description: AAAC - CAIRO Conductor diameter is (cm) Conductor resistance is (Ohm/km) at 25.0 (deg C) and (Ohm/km) at 75.0 (deg C) Emissivity is 0.7 and solar absorptivity is 0.7 Solar heat input is Radiation cooling is Convective cooling is (Watt/m) (Watt/m) (Watt/m) Given a maximum conductor temperature of 75.0 (deg C), The steady-state thermal rating is amperes

66 ANEXO Nº 2 CÁLCULO MECÁNICO DEL CONDUCTOR Y CABLE OPGW

67 CÁLCULO MECÁNICO DEL CONDUCTOR Y CABLE OPGW CALCULO MECANICO DE CONDUCTORES Conductor tipo AAAC, mm² DATOS BASICOS DEL CONDUCTOR TIPO A ALTITUD : hasta 2300 m.s.n.m # VALOR! AAAC # VALOR! Sección mm2 Diámetro mm Peso longitudinal dan/m 0.65 Modulo de Young dan/mm2 Coeficiente de dilat.lineal / C Tiro de rotura dan Relacion desnivel/vano 0 Peso específico del hielo dan/m3 Cos ø = a/sqrt(a^2+h^2) 1 HIPOTESIS I : DATOS DE TENSADO INICIAL: EDS Presión de viento inicial 0 kg/m2 Temperatura inicial 15 C Espesor de hielo inicial Esfuerzo horizontal inicial Peso longitudinal inicial 0 mm 4.7 dan/mm2 16% 0.64 kg/m HIPOTESIS II: MAXIMO VIENTO HIPOTESIS III: EFECTO COMBINADO Presión de viento final dan/m2 Presión de viento final dan/m2 Temperatura final 10 C Temperatura final 5 C Espesor de hielo final 0 mm Espesor de hielo final 0 mm Presión de viento transversal dan/m2 Presión de viento transversal dan/m2 Sobrecarga longitudinal final dan/m Sobrecarga longitudinal final dan/m Peso gravante longitudinal dan/m Peso gravante longitudinal dan/m Area al viento de la cadena 0 m2 Area al viento de la cadena 0 m2 Presión del viento sobre cadena dan/m2 Presión del viento sobre cadena dan/m2 HIPOTESIS V: MAXIMA FLECHA HIPOTESIS IV: OSCILACION CADENA Presión de viento final 0.00 dan/m2 Presión de viento final dan/m2 Temperatura final 91 C Temperatura final 25 C Espesor de hielo final 0 mm Espesor de hielo final 0 mm Sobrecarga longitudinal final dan/m Presión de viento transversal dan/m2 Peso gravante final dan/m Sobrecarga longitudinal final dan/m Tensión de la línea 138 kv Peso gravante longitudinal dan/m Longitud de la cadena aisladores 1.3 m Area al viento de la cadena 0 m2 Factor VDE para separación 0.7 Presión del viento sobre cadena dan/m2 HIP II: MAX VIENTO HIP II: COMBINADO HIPOT IV OSCILAC. Tiro horiz. Tiro máx. Tiro esf. Tiro máx. Tiro esf. Tiro máx. Máxima en máximo en máximo comb. comb. hielo hielo flecha viento(dan) viento(dan) (dan) (dan) (dan) (dan) (m) Vano adyacente mínimo coincidente con vano máximo 600 1, , , , , , Vano adyacente máximo coincidente con vano mínimo 80 1, , , , Vano regulador (m) 200 1, , , , , ,

68 CÁLCULO MECANICO DE CONDUCTORES Tensado con Teds = 16% LINEA TRANSMISION Conductor : Conductor tipo AAAC, mm² ALTITUD : hasta 2300 m.s.n.m Tiro máximo : dan HIPOTESIS EDS HIPOTESIS DE MAXIMOS ESFUERZOS HIP. MAX. FLECHA CONDICION I : EDS COND. II: MAXIMO VIENTO COND. III: VIENTO REDUCIDO COND. IV: OSCILAC ION CADENA COND. V: FLECHA MAX. VANO Pv(daN/m2) = 0.0 Pv(daN/m2) = Pv(daN/m2) = Pv(daN/m2) = Pv(daN/m2) = 0.00 (m) Temp(ºC)= 15 Temp(ºC)= 10 Temp(ºC)= 5 Temp(ºC)= 25 Temp(ºC)= 91 Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Tiro (dan) flecha(m) Tiro (dan) Tmáx. (dan) flecha(m) Tiro (dan) Tmáx. (dan) flecha(m) Tiro (dan) Tmáx. (dan) flecha(m) Tiro (dan) flecha(m)

69 DATOS BASICOS DEL CABLE DE GUARDA CALCULO MECANICO DEL CABLE OPGW ALTITUD : hasta 2300 m.s.n.m Código AAAC 1000 MCM Sección Diámetro OPGW 70 mm mm Peso longitudinal dan/m 0.55 Modulo de Young dan/mm Coeficiente de dilat.lineal / C Tiro de rotura dan 7880 Relacion desnivel/vano 0 Peso específico del hielo Cos ø = a/sqrt(a^2+h^2) dan/m3 CONDICION I : DATOS DE TENSADO INICIAL: EDS Presión de viento inicial 0 kg/m2 Temperatura inicial 15 C Espesor de hielo inicial 0 mm Relación de flechas: 0.9 Esfuerzo horizontal inicial 14.9 dan/mm2 Tiro cálculado: 13.51% 13.5% Peso longitudinal inicial kg/m CONDICION II: MAXIMO VIENTO CONDICION III: MINIMA SOLO HIELO Presión de viento final dan/m2 Presión de viento final dan/m2 Temperatura final 10 C Temperatura final 5 C Espesor de hielo final 0 mm Espesor de hielo final 0 mm Presión de viento transversal dan/m2 Presión de viento transversal dan/m2 Sobrecarga longitudinal final dan/m Sobrecarga longitudinal final dan/m Peso gravante longitudinal dan/m Peso gravante longitudinal dan/m Area al viento de la cadena 0 m2 Area al viento de la cadena 0 m2 Presión del viento sobre cadena dan/m2 Presión del viento sobre cadena dan/m2 CONDICION V: MAXIMA FLECHA CONDICION IV: COMBINADO Presión de viento final 0 dan/m2 Presión de viento final dan/m2 Temperatura final 22 C Temperatura final 25 C Espesor de hielo final 0 mm Espesor de hielo final 0 mm Sobrecarga longitudinal final dan/m Presión de viento transversal dan/m2 Peso gravante final dan/m Sobrecarga longitudinal final dan/m Tensión de la línea 138 kv Peso gravante longitudinal dan/m Longitud de la cadena aisladores 1.3 m Area al viento de la cadena 0 m2 Factor VDE para separación 0.7 Presión del viento sobre cadena dan/m2 Tiro horiz. Tiro máx. Tiro esf. Tiro máx. Tiro esf. Tiro máx. Tiro horiz. en máximo en máximo comb. comb. hielo hielo máxima viento(dan) viento(dan) (dan) (dan) (dan) (dan) flecha(dan) Vano adyacente mínimo coincidente con vano máximo 150 1, , , , , Vano adyacente máximo coincidente con vano mínimo 80 1, , , , Vano regulador (m) 200 1, , , , , ,

70 CÁLCULO MECANICO DEL CABLE OPGW Tensado con Teds = 13.51% LINEA TRANSMISION Tiro máximo : dan ALTITUD : hasta 2300 m.s.n.m HIPOTESIS EDS HIPOTESIS DE MAXIMOS ESFUERZOS HIP. MAX. FLECHA HIPOTESIS I HIPOTESIS II: MAXIMO VIENTO HIPOTESIS III: SOLO HIELO(eh=0mm) HIPOTESIS IV: COMBINADO (eh =0mm) HIPOTESIS V VANO Pv(daN/m2) = 0.0 Pv(daN/m2) = Pv(daN/m2) = Pv(daN/m2) = Pv(daN/m2) = 0.00 (m) Temp(ºC)= 15 Temp(ºC)= 10 Temp(ºC)= 5 Temp(ºC)= 25 Temp(ºC)= 22 Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Wt(daN/m)= Tiro (dan) flecha(m) Tiro (dan) Tmáx. (dan) flecha(m) Tiro (dan) Tmáx. (dan) flecha(m) Tiro (dan) Tmáx. (dan) flecha(m) Tiro (dan) flecha(m)

71 ANEXO Nº 3 CÁLCULO DEL VANO LATERAL

72 CALCULO DEL VANO LATERAL SEPARACION HORIZONTAL DE CONDUCTORES EN EL SOPORTE Conductor : AAAC correccion por altitud Altitud m.s.n.m F h: Factor de corrección por altitud 1.13 Distancia horizontal entre conductores U: Tensión máxima de la línea (kv) l = longitud del aislador (mm) 1.3 ángulo de oscilación máxima ( grados) 0 Factor de altitud (sin unidades) 1.13 f: Flecha (m) D : Separación horizontal entre fases (mm) Distancia de separacion de fases: Según el CNE Suministro 2011 D 7,6. U. Fc 11,65 f l. Sen( ) despejando, se cálcula la flecha en función de la separación de fases Dh(m) = 3 f: Flecha (m) Flecha Calcula (m) De tabla de CMC Vano (m) Flecha (m) Vano para flecha cálculada (m) D(m) f(m) Vano Lateral(m)

73 CALCULO DEL VANO LATERAL SEPARACION VERTICAL DE CONDUCTORES Distancia vertical entre conductores U: Tensión máxima de la línea (kv) l = longitud del aislador (m) 1.3 f: Flecha (m) Según Tabla DV= 2.31 Distancia vértical en soporte Flecha Según regla 235.C.2.b(1)a 1.74 m Fecha máxima Distancia de seg. Vano con carga Sin carga Diferencia DMV (m) (m) (m) (m) (m)

74 ANEXO Nº 4 CÁLCULOS DE DIAGRAMAS DE CARGAS DE ESTRUCTURAS

75 ANEXO Nº 5 MEDICIÓN DE LA RESISTIVIDAD DEL TERRENO

76 MEDICIÓN DE RESISTIVIDAD DEL TERRENO 1.0 OBJETIVO El presente informe tiene como objetivo determinar la resistividad de los suelos a lo largo del trazo de ruta de la línea de transmisión 138 kv, a partir de las mediciones realizadas en campo. 2.0 ALCANCES El alcance del trabajo desarrollado consistió en tomar mediciones en puntos seleccionados en campo. Para este trabajo se conto con la participación de un Ingeniero Electromecánico y con el apoyo de dos personas del lugar. 3.0 METODOLOGIA Y EQUIPO UTILIZADO 3.1 Distancias de Sondeo WENNER - Se efectuó mediciones sucesivas con distancias de: 1m, 2m, 4m, 8m dependiendo del área restringida y la accesibilidad de la medición. - Se obvio la última medición cuando las condiciones topográficas del terreno más allá de los 7 metros, no favorecía el estancamiento de los mismos por encontrarse en terreno netamente rocoso. Figura N A.3.1 Principio de Operación del Método WERNER

77 3.2 Elección del Suelo para la Medida - El suelo elegido fue el representativo a lo largo de la traza de ruta seleccionada, en el caso de zonas rocosas se ubicó en un suelo lateral distinto ubicado a más de 20 m. Del eje de la línea. 3.3 Ubicación de la Línea de Medida - La medición fue en gran porcentaje perpendicular al eje de la línea eléctrica. - Las mediciones fueron elegidas en promedio desde una distancia de 10m a más, apartándose desde el eje de la línea. - Se determinó las mediciones en el lado derecho o en el lado izquierdo de la línea, dependiendo de las posibilidades que ofrecía las condiciones del terreno. Tabla NºA.3.1 TABLA DE VALORES DE MEDICIÓN DE RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA SE. SOCABAYA - SE. PARQUE INDUSTRIAL 138 kv PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,900 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,390 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,387 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,100

78 Tabla Nº A.3.2 TABLA DE VALORES DE MEDICIÓN DE RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA SE. SOCABAYA - SE. PARQUE INDUSTRIAL 138 kv PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,720 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,628 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,450 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,700 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,780 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,083

79 Tabla Nº A.3.3 TABLA DE VALORES DE MEDICIÓN DE RESISTENCIA DE PUESTA A TIERRA SE. SOCABAYA - SE. PARQUE INDUSTRIAL 138 kv PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,679 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,640 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,340 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,590 PUNTO PROGRESIVAS INTERVALOS LECTURA ESTE NORTE , , , , , ,590 Para esta configuración la resistividad aparente del suelo se calcula con la siguiente expresión: = 2 a R si b<<a Donde: : Resistividad aparente del terreno ( -m) R : Resistencia medida ( ) a : Distancia entre electrodos (m) b : profundidad de penetración de electrodos (m)

80 3.4 Equipo de trabajo Telurómetro Se utilizó un telurómetro electrónico marca MEGABRAS modelo Saturn Geo X. Este instrumento trabaja bajo el principio de balance nulo. La caída de tensión debido a una corriente que fluye a través de la resistencia de tierra desconocida que es medida comparándola a una fracción de caída de tensión desarrollada por la misma corriente que fluye a través de un potenciómetro calibrado. El equipo permite obtener los valores de resistencia en ohmios y cuenta con diferentes escalas de medición, lo que le brinda mayor flexibilidad y permite obtener mediciones con mayor precisión Varillas y conductores Para construir la configuración de Wenner, se utilizaron varillas de cobre de 50 cm de longitud y 5/8 de diámetro los cuales se interconectan a través de los conductores de cobre aislados engrapados mediante mordazas adheridos a los mismos GPS y Wincha Para determinar la ruta de la línea para el mejoramiento de la puesta a tierra, se empleo el navegador del GPS y para la distancia donde se inicia la medición con respecto a la posible ubicación del poste y las distancias de separación entre los electrodos, se utilizo la wincha. 3.5 MEDICIONES EFECTUADAS Las mediciones de resistividad eléctrica del terreno se llevaron a cabo realizadas en los trabajos de campo, en el cual intervinieron personal de experiencia en este tipo de mediciones, quienes actuaron bajo las normas establecidas en el Reglamento Interno de Seguridad. Las mediciones se efectuaron en las ubicaciones del trazo de ruta de las líneas en 138 kv, dentro de la faja de servidumbre por donde se desplazará la línea aérea; colocando las jabalinas del aparato de medición a lo largo de los terrenos destinados para jardines, es decir, que las mediciones se efectuaron a lo largo del eje de la línea proyectada. 3.6 RESULTADOS DE LA MEDICIÓN Los valores obtenidos en las mediciones efectuadas en campo se muestra en la Tabla Nº A.3.4 siguiente.

81 PUNTO Tabla NºA.3.4 VALORES DE MEDICIÓN DE RESISTIVIDAD DEL SUELO DIRECCIÓN PSAD-56 DE ρ(a= 1m) ρ(a= 2m) ρ(a= 4m) ρ(a= 8m) Nº ESTE NORTE MEDIDA (ohms-m) (ohms-m) (ohms-m) (ohms-m) Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal Longitudinal CÁLCULOS DE RESISTIVIDAD EQUIVALENTE POR CAPAS (2 CAPAS) El cálculo de la resistividad equivalente se ha realizado por el método de dos capas. El resumen de los resultados del cálculo se muestra a continuación en la Tabla Nº A.3.5: Tabla Nº A.3.5 RESUMEN DEL CÁLCULO DE RESISTIVIDAD EQUIVALENTE PUNTO PSAD-56 ρ(1) ρ(2) h Nº ESTE NORTE (ohms-m) (ohms-m) (m) ,0 611,1 0, ,0 51,3 0, ,0 22,8 1, ,0 516,0 0, ,0 99,0 0, ,0 85,0 1, ,0 11,0 0, ,0 622,3 1, ,0 790,9 1, ,0 18,3 0, ,0 11,0 0, ,0 321,9 1, ,0 281,9 0, ,0 14,7 0, ,0 568,0 2,220 Los resultados de la resistividad equivalente realizado calculados en Excel, se muestran a continuación:

82 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº1 (LONGITUDINAL) 2000 Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m a2 =8 m K = 0,1 h = 0.01 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 500 Ώ.m Nro. Estructura 1 ρ2 = Ώ.m

83 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº2 (LONGITUDINAL) 200 Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m a2 = 8 m 2.0 K = 0,865 h = 0, K = 0.1 h = Resultados h = 0.01 m ρ1 = 42 Ώ.m Nro. Estructura 2 ρ2 = 51.3 Ώ.m

84 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº3 (LONGITUDINAL) 160 Ώ.m Curva a x ρ(a) k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m 1.0 K = 0,1 h = 0.01 a2 = 8 m K = 0,865 h = 0, Resultados h = 1.00 m ρ1 = 10 Ώ.m Nro. Estructura 3 ρ2 = 22.8 Ώ.m

85 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº4 (LONGITUDINAL) 500 Ώ.m Curva a x ρ(a) k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h 0.4 a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,5 h = 0,01 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 172 Ώ.m Nro. Estructura 4 ρ2 = Ώ.m

86 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº5 (LONGITUDINAL) 100 Ώ.m Curva a x ρ(a) 80 k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h 4.0 a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,865 h = 0, K = 0,38 h = 2, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 33 Ώ.m Nro. Estructura 5 ρ2 = 99.0 Ώ.m

87 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº6 (LONGITUDINAL) 80 Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h 2.5 a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,25 h = 1,20 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 1.20 m ρ1 = 51 Ώ.m Nro. Estructura 6 ρ2 = 85.0 Ώ.m

88 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº7 (LONGITUDINAL) 40 Ώ.m Curva a x ρ(a) k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m 1.5 a2 = 8 m K = 0,1 h = 0.01 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 9 Ώ.m Nro. Estructura 7 ρ2 = 11.0 Ώ.m

89 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº8 (LONGITUDINAL) 200 Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,65 h = 1, K = 0,865 h = 0, Resultados h = 1.40 m ρ1 = 132 Ώ.m Nro. Estructura 8 ρ2 = Ώ.m

90 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº9 (LONGITUDINAL) 200 Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,66 h = 1, K = 0,865 h = 0, Resultados h = 1.50 m ρ1 = 162 Ώ.m Nro. Estructura 9 ρ2 = Ώ.m

91 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº10 (LONGITUDINAL) 180 Ώ.m Curva a x ρ(a) k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h 5.0 a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,1 h =0.01 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 15 Ώ.m Nro. Estructura 10 ρ2 = 18.3 Ώ.m

92 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº11 (LONGITUDINAL) 200 Ώ.m Curva a x ρ(a) k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,1 h = 0.01 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 9 Ώ.m Nro. Estructura 11 ρ2 = 11.0 Ώ.m

93 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº14 (LONGITUDINAL) Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h K = 0,59 h = 1,10 K = 0,865 h = 0,50 a1 = 2 m a2 = 8 m Resultados h = 1.10 m ρ1 = 83 Ώ.m Nro. Estructura 12 ρ2 = Ώ.m

94 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº13 (LONGITUDINAL) 300 Ώ.m Curva a x ρ(a) k < a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h 4.0 a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,23 h = 0,9 1.0 K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.90 m ρ1 = 175 Ώ.m Nro. Estructura 13 ρ2 = Ώ.m

95 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº14 (LONGITUDINAL) 120 Ώ.m Curva a x ρ(a) 100 k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h K = 0,1 h = 0,01 a1 = 2 m a2 = 8 m K = 0,865 h = 0, Resultados h = 0.01 m ρ1 = 12 Ώ.m Nro. Estructura 14 ρ2 = 14.7 Ώ.m

96 ESTRATIFICACIÓN DEL SUELO ESTRUCTURA Nº15 (LONGITUDINAL) 300 Ώ.m Curva a x ρ(a) 250 k > a (m) 20 Medición a (m) de Campo ρ(a) (Ώ.m) a1= 2 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) a2= 8 K ρ(a1)/ρ1= h/a h (m) Curva K x h 4.0 a1 = 2 m a2 = 8m 3.0 K = 0,58 h = 2, K = 0,865 h = 0, Resultados h = 2.22 m ρ1 = 151 Ώ.m Nro. Estructura 15 ρ2 = Ώ.m

97 3.8 CÁLCULO DE LA RESISTIVIDAD PROMEDIO Para calcular la resistividad promedio de los valores de resistividad obtenidos por el método de dos capas descrito en el ítem 3.5, se emplea la siguiente ecuación: Donde: ( p) h h (p) : Resistividad aparente promedio (Ω-m) 1 : Resistividad aparente de la capa 1 (Ω-m) 2 : Resistividad aparente de la capa 2(Ω-m) h : Profundidad de la primera capa (m) Valores obtenidos En la Tabla Nº 3.8 siguiente, se muestra los valores de resistividad promedio que se obtienen de la aplicación de la fórmula. Tabla NºA.3.6. RESULTADOS DEL CÁLCULO DE RESISTIVIDAD PROMEDIO PUNTO PSAD-56 h ρ(1) ρ(2) ρ(p) Nº ESTE NORTE (m) (ohms-m) (ohms-m) (ohms-m) , ,0 611,1 610, ,010 42,0 51,3 51, ,000 10,0 22,8 15, , ,0 516,0 512, ,010 33,0 99,0 98, ,200 51,0 85,0 65, ,010 9,0 11,0 11, , ,0 622,3 212, , ,0 790,9 250, ,010 15,0 18,3 18, ,010 9,0 11,0 11, ,100 83,0 321,9 148, , ,0 281,9 234, ,010 12,0 14,7 14, , ,0 568,0 173,7

98 4.0 METODOLOGÍA UTILIZADA DEL CÁLCULO DE RESISTIVIDAD POR EL MÉTODO DE 2 CAPAS 4.1 CONSIDERACIONES En este sentido, el modelo de dos capas es el más empleado gracias a que ofrece ventajas desde el punto de vista económico, de precisión y de seguridad. En este método se considera la existencia de dos capas de terreno y se trata de identificar la resistividad de ambas capas. De forma simultánea se determina la profundidad de la capa superficial y se asume que la capa inferior se prolonga a continuación con una profundidad ilimitada Figura A.4.1 CAPAS DEL SUELO 4.2 PROCEDIMIENTO DE CÁLCULO DE LA ESTRATIFICACIÓN DEL TERRENO POR EL METODO DE 2 CAPAS USANDO CURVAS Usando las teorías de electromagnetismo solo con dos capas horizontales es posible resolver un modelo matemático, que con ayuda de las medidas efectuadas por el Método Wenner, posibilita encontrar la resistividad de la primera y segunda capas, con su respectiva profundidad. Para el suelo de dos capas ( a) se obtiene a partir de la expresión general a= 2 Ra en la cual se reemplaza la expresión del potencial entre los electrodos (P1) y (P2) de espesores (h) e infinito, para un punto (p), situado a una distancia (a) metros.

99 Donde: ρ I 1 n 1 Vp 2 ; 2π a 2 2 n 1 a (2nd1 ) k Vp = Potencial del punto p cualquiera de la primera capas en relación al infinito. 1 = Resistividad de la primera capas 2 = Resistividad de la segunda capas K = Coeficiente de reflexión h = Profundidad de la primera capas K ρ ρ 2 2 ρ ρ 1 1 En este método usaremos las tablas donde se muestran las curvas del coeficiente de reflexión K y está limitada entre -1 y + 1. Luego se puede trazar una familia de curvas de en función de para una serie de valores negativos y positivos. Ver las figuras 4.2, 4.3 y 4.4. Figura A.4.2

100 Figura A.4.3 CURVA PARA VALORES DE K NEGATIVOS Figura A.4.4 CURVA PARA VALORES DE K POSITIVOS Pasos relativos al procedimiento de este método

101 1er. Paso: Trazar en un gráfico la curva p( a) x a obtenida por el método Wenner. 2do. Paso: Prolongar la curva p( a) x a hasta cortar el eje de las ordenadas,en este punto leer directamente el valor de que es la resistividad de la primera capa. Para viabilizar este paso, se recomienda hacer varias lecturas por el método de Wenner para pequeños espaciamientos. 3er. Paso: Escoger arbitrariamente un valor de espaciamiento obtener el valor correspondiente. " y llevarla a la curva para 4to Paso: Por el comportamiento de la curva, p( a) x a se determina el signo esto es: Si la curva fuese descendente, el signo de K es negativo y se efectúa el cálculo de Si la curva fuese ascendente, el signo de K es positivo y se efectúa el cálculo de 5to Paso: Con el valor obtenido de o se entra a las curvas correspondientes y se traza una línea paralela al eje de la abscisa. Esta recta cae en distintas curvas de K. Proceder a la lectura de todos los K específicos correspondientes. 6to Paso: Se multiplica todos los valores de encontrados en el quinto paso con el valor de a, del tercer paso. Así, con los valores del quinto y sexto paso se genera una tabla con los valores correspondientes de K, y h. 7to Paso: Grafíquese la curva K x h con los valores obtenidos de la tabla generada en el sexto paso. 8voPaso: Un segundo valor de espaciamiento resultando en una nueva curva K x h. al es nuevamente escogido, 9no Paso: Grafíquese esta nueva curva K x h en el mismo gráfico del sétimo paso. 10mo Paso: En la intersección de las dos curvas K x h, en un punto dado, se encontrarán los valores reales de K y h entonces la estratificación quedará definida. 11avo Paso: Hallar con esta fórmula. Figura A.4.5 RESISTIVIDADES DEL SUELO

102 ANEXO Nº6 FUNDACIONES DE LA LÍNEA AÉREA

103 ANEXO Nº7 OBRAS CIVILES DEL TRAMO SUBTERRÁNEO

104 PROYECTO: LINEA 138 KV SOCABAYA - PARQUE INSDUSTRIAL Y SUBESTACIONES ASOCIADAS DISEÑO ESTRUCTURAL CÁMARAS DE PASO CÁMARA DE PASO CP-01, CP-03, CP-04, CP-07,CP-08,CP-11, CP-13,CP-15, CP-16 Sección Planta Datos t1 (referencial) γ= 1800 kg/m3 t1 t1 f= 0.44 Kac= 0.30 Kp= 3.69 F'c= 210 kg/cm2 fy= 4200 kg/cm2 h L Wconcreto 2.4 T/m3 sobrecarga= 970 kg/m2 γasfalto= 1300 kg/m3 t2 t1 Dimensiones t1= 0.25 m b b t2= 0.25 m h= 2.40 m b= 3.80 m (variable) L= 2.50 m A.-Verificación como pórtico Ubicando la sección de la cámara a la inversa, se podra analizar como pórtico La obtención de los momentos será la suma de los momentos obtenidos en los siguientes casos (Para todos los casos los apoyos 1 y 4 son articulados) Caso 1 Caso 2 Caso = Caso 4 + Caso.1 Carga repartida sobre elemento horizontal La carga repartida será resultado de la carga los muros w tapa, y la peso propio del elemento horizontal 2 3 Hallamos cada uno: peso tapa= 540 kg x peso muros= 2880 kg h peso asfalto encima= kg/m carga distrib. En losa fondo= 1466 kg/m peso de piso cámara= 600 kg/m (CM) sobrecarga (HL-93)= 970 kg/m (CV) 1 4 w= 2066 kg/m (CM) La carga total sería W= 5164 kg (CM) W= 2425 kg (CV) I I 2 3 L. h L A 4. 3 Ф= A= Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) M2=M3= -656 kg.m M2=M3= kg.m Para una distancia x= 1.25 m Para una distancia x= 1.25 m M(x)= kg.m M(x)= kg.m

105 Caso. 2 Carga horizontal uniformemente repartida sobre la columna (Apoyos articulados 1 y 4) La carga repartida sería 2 3 w= 291 kg/m (CV) La carga total sería W= kg (CV) w h M2= kg.m y Para una distancia y= m 1 4 My= kg.m Para una distancia y= 1.74 m (ubicación M+ max.) My= kg.m L Caso. 3 Carga triangular sobre parte de una columna Caso Caso Caso w1 ( 3.3 ) (3.2) (3.1) Para que la carga sea similar se tendra lo siguiente = _ Caso (3.1) g m h K 10 3g 5A w1 w1 2 3 m= 2.40 n n= 0.00 g= 1.00 h K= W La carga total sería m y W= kg (CE) 1 4 M2= kg.m w1 Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) L M(y)máx= kg.m Para una distancia y= 1.74 m M(y)= kg.m Caso (3.2) La carga repartida sería 2 3 w= 1296 kg/m La carga total sería W= kg (CE) w1 h M2= 1684 kg.m y Para una distancia y= m 1 4 M(y)= 1908 kg.m Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) M(y)máx= 1965 kg.m L Caso (3.3) Los momentos resultantes para el caso 3 son M2= 1275 kg.m M(y=1,43)= 1245 kg.m M(y=1,92)= 1352 kg.m F Caso. 4 Carga puntual en centro del tramo 2-3 (carga puntual generada (HS-25) 2 3 F= 7380 kg K= 0.96 h k1= 2.96 M1=M4= 779 kg M2=M3= -1,558 kg 1 4 M(y=1,43)= -504 kg L M(y=1,92)= -946 kg 2

106 Resultante de todos los casos (Momentos sin amplificar) Sumando los momentos para el caso 1, 2 y 3 los momentos serían: (CM) (CV) (CE) U M2: -656 kg.m -434 kg.m 1275 kg.m 184 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -76 kg.m 1245 kg.m 1169 kg.m M(y=1,78): 0.0 kg.m -505 kg.m 1352 kg.m 848 kg.m Resultante de todos los casos (Momentos amplificados) De acuerdo a la norma : U=1,5CM+1,8CV+1,8CE (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m -782 kg.m 2294 kg.m 528 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -137 kg.m 2241 kg.m 2104 kg.m M(y=1,78): 0 kg.m -908 kg.m 2434 kg.m 1526 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( M 2: Mu= kg.cm M(y=1,43): Mu= kg.cm M(y=1,96): Mu= kg.cm M 2: As 0.30 cm2 M(y=1,43): As 2.76 cm2 M(y=1,96): As 1.50 cm2 (tomo el mayor) Asmínimo= 3.60 cm2 Para M2 el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m Para M(y) el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m ) f ` c fy As bd Diseño de losa de fondo Cargas existentes. losa superior= muros= sobrecarga= carga hs-25= peso propic= 600 kg/m 1013 kg/m 970 kg/m 4080 kg/m 600 kg/m Las cargas totales sin amplificar son: W= 2213 kg/m (CM) W= 5050 kg/m (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 1,107 kg.m Mc= 2,525 kg.m Momento total amplificado Mu= 6,205 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( Mu : Mu= kg.cm ) As bd Mu : As 8.95 cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 5/8"@ 0,20m Diseño de losa superior Cargas a considerar peso tapa= 600 kg/m (CM) peso asfalto encima= 97.5 kg/m (CM) 2 L 3 sobrecarga repartida= 970 kg/m (CV) carga puntual(hl-93)= 7380 kg (CV)

107 Las cargas totales sin amplificar son: W= 698 kg/m (CM) W= 970 kg/m (CV) W= 7380 kg (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 349 kg.m Mc= 485 kg.m Mc= 3,690 kg.m Momento total amplificado Mu= 8,038 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( Mu : Mu= kg.cm ) As bd Mu : As cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 5/8"@ 0,175m

108 PROYECTO: LINEA 138 KV SOCABAYA - PARQUE INSDUSTRIAL Y SUBESTACIONES ASOCIADAS DISEÑO ESTRUCTURAL CÁMARAS DE PASO CÁMARA DE PASO CP-02 Sección Planta Datos t1 (referencial) γ= 1800 kg/m3 t1 t1 f= 0.44 Kac= 0.30 Kp= 3.69 F'c= 210 kg/cm2 fy= 4200 kg/cm2 h L Wconcreto 2.4 T/m3 sobrecarga= 970 kg/m2 γasfalto= 1300 kg/m3 t2 t1 Dimensiones t1= 0.25 m b b t2= 0.25 m h= 2.40 m b= 4.20 m (variable) L= 2.60 m A.-Verificación como pórtico Ubicando la sección de la cámara a la inversa, se podra analizar como pórtico La obtención de los momentos será la suma de los momentos obtenidos en los siguientes casos (Para todos los casos los apoyos 1 y 4 son articulados) Caso 1 Caso 2 Caso = Caso 4 + Caso.1 Carga repartida sobre elemento horizontal La carga repartida será resultado de la carga los muros w tapa, y la peso propio del elemento horizontal 2 3 Hallamos cada uno: peso tapa= 564 kg x peso muros= 2880 kg h peso asfalto encima= kg/m carga distrib. En losa fondo= 1422 kg/m peso de piso cámara= 600 kg/m (CM) sobrecarga (HL-93)= 970 kg/m (CV) 1 4 w= 2022 kg/m (CM) La carga total sería W= 5258 kg (CM) W= 2522 kg (CV) I I 2 3 L. h L A 4. 3 Ф= A= Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) M2=M3= kg.m M2=M3= kg.m Para una distancia x= 1.3 m Para una distancia x= 1.3 m M(x)= 1004 kg.m M(x)= kg.m

109 Caso. 2 Carga horizontal uniformemente repartida sobre la columna (Apoyos articulados 1 y 4) La carga repartida sería 2 3 w= 291 kg/m (CV) La carga total sería W= kg (CV) w h M2= kg.m y Para una distancia y= m 1 4 My= kg.m Para una distancia y= 1.74 m (ubicación M+ max.) My= 442 kg.m L Caso. 3 Carga triangular sobre parte de una columna Caso Caso Caso w1 ( 3.3 ) (3.2) (3.1) Para que la carga sea similar se tendra lo siguiente = _ Caso (3.1) g m h K 10 3g 5A w1 w1 2 3 m= 2.40 n n= 0.00 g= 1.00 h K= W La carga total sería m y W= kg (CE) 1 4 M2= kg.m w1 Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) L M(y)máx= kg.m Para una distancia y= 1.74 m M(y)= kg.m Caso (3.2) La carga repartida sería 2 3 w= 1296 kg/m La carga total sería W= kg (CE) w1 h M2= 1689 kg.m y Para una distancia y= m 1 4 M(y)= 1911 kg.m Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) M(y)máx= 1968 kg.m L Caso (3.3) Los momentos resultantes para el caso 3 son M2= 1274 kg.m M(y=1,43)= 1244 kg.m M(y=1,92)= 1352 kg.m F Caso. 4 Carga puntual en centro del tramo 2-3 (carga puntual generada (HS-25) 2 3 F= 7380 kg K= 0.92 h k1= 2.92 M1=M4= 821 kg M2=M3= -1,641 kg 1 4 M(y=1,43)= -531 kg L M(y=1,92)= -996 kg 2

110 Resultante de todos los casos (Momentos sin amplificar) Sumando los momentos para el caso 1, 2 y 3 los momentos serían: (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m -490 kg.m 1274 kg.m 78 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -102 kg.m 1244 kg.m 1142 kg.m M(y=1,78): 0.0 kg.m -554 kg.m 1352 kg.m 798 kg.m Resultante de todos los casos (Momentos amplificados) De acuerdo a la norma : U=1,5CM+1,8CV+1,8CE (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m -883 kg.m 2293 kg.m 352 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -184 kg.m 2240 kg.m 2056 kg.m M(y=1,78): 0 kg.m -997 kg.m 2434 kg.m 1436 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( M 2: Mu= 400 kg.cm M(y=1,43): Mu= kg.cm M(y=1,96): Mu= kg.cm M 2: 3E-06 As 0.01 cm2 M(y=1,43): As 2.67 cm2 M(y=1,96): As 1.06 cm2 (tomo el mayor) Asmínimo= 3.60 cm2 Para M2 el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m Para M(y) el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m ) f ` c fy As bd Diseño de losa de fondo Cargas existentes. losa superior= muros= sobrecarga= carga hs-25= peso propic= 600 kg/m 970 kg/m 970 kg/m kg/m 600 kg/m Las cargas totales sin amplificar son: W= 2170 kg/m (CM) W= 4893 kg/m (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 1,196 kg.m Mc= 2,697 kg.m Momento total amplificado Mu= 6,650 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( Mu : Mu= kg.cm ) As bd Mu : As 9.65 cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 5/8"@ 0,20m Diseño de losa superior Cargas a considerar peso tapa= 600 kg/m (CM) peso asfalto encima= 97.5 kg/m (CM) 2 L 3 sobrecarga repartida= 970 kg/m (CV) carga puntual(hl-93)= 7380 kg (CV)

111 Las cargas totales sin amplificar son: W= 698 kg/m (CM) W= 970 kg/m (CV) W= 7380 kg (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 384 kg.m Mc= 535 kg.m Mc= 3,875 kg.m Momento total amplificado Mu= 8,513 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( Mu : Mu= kg.cm ) As bd Mu : As cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 3/4"@ 0,15m

112 PROYECTO: LINEA 138 KV SOCABAYA - PARQUE INSDUSTRIAL Y SUBESTACIONES ASOCIADAS DISEÑO ESTRUCTURAL CÁMARAS DE PASO CÁMARA DE PASO CP-05 Sección Planta Datos t1 (referencial) γ= 1800 kg/m3 t1 t1 f= 0.44 Kac= 0.30 Kp= 3.69 F'c= 210 kg/cm2 fy= 4200 kg/cm2 h L Wconcreto 2.4 T/m3 sobrecarga= 970 kg/m2 γasfalto= 1300 kg/m3 t2 t1 Dimensiones t1= 0.25 m b b t2= 0.25 m h= 2.40 m b= 4.20 m (variable) L= 2.75 m A.-Verificación como pórtico Ubicando la sección de la cámara a la inversa, se podra analizar como pórtico La obtención de los momentos será la suma de los momentos obtenidos en los siguientes casos (Para todos los casos los apoyos 1 y 4 son articulados) Caso 1 Caso 2 Caso = Caso 4 + Caso.1 Carga repartida sobre elemento horizontal La carga repartida será resultado de la carga los muros w tapa, y la peso propio del elemento horizontal 2 3 Hallamos cada uno: peso tapa= 600 kg x peso muros= 2880 kg h peso asfalto encima= kg/m carga distrib. En losa fondo= 1363 kg/m peso de piso cámara= 600 kg/m (CM) sobrecarga (HL-93)= 970 kg/m (CV) 1 4 w= 1963 kg/m (CM) La carga total sería W= 5398 kg (CM) W= kg (CV) I I 2 3 L. h L A 4. 3 Ф= A= Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) M2=M3= kg.m M2=M3= kg.m Para una distancia x= m Para una distancia x= m M(x)= 1074 kg.m M(x)= kg.m

113 Caso. 2 Carga horizontal uniformemente repartida sobre la columna (Apoyos articulados 1 y 4) La carga repartida sería 2 3 w= 291 kg/m (CV) La carga total sería W= kg (CV) w h M2= kg.m y Para una distancia y= m 1 4 My= kg.m Para una distancia y= 1.74 m (ubicación M+ max.) My= 443 kg.m L Caso. 3 Carga triangular sobre parte de una columna Caso Caso Caso w1 ( 3.3 ) (3.2) (3.1) Para que la carga sea similar se tendra lo siguiente = _ Caso (3.1) g m h K 10 3g 5A w1 w1 2 3 m= 2.40 n n= 0.00 g= 1.00 h K= W La carga total sería m y W= kg (CE) 1 4 M2= kg.m w1 Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) L M(y)máx= kg.m Para una distancia y= 1.74 m M(y)= 621 kg.m Caso (3.2) La carga repartida sería 2 3 w= 1296 kg/m La carga total sería W= kg (CE) w1 h M2= 1695 kg.m y Para una distancia y= m 1 4 M(y)= 1915 kg.m Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) M(y)máx= 1973 kg.m L Caso (3.3) Los momentos resultantes para el caso 3 son M2= 1273 kg.m M(y=1,43)= 1244 kg.m M(y=1,92)= 1352 kg.m F Caso. 4 Carga puntual en centro del tramo 2-3 (carga puntual generada (HS-25) 2 3 F= 7380 kg K= 0.87 h k1= 2.87 M1=M4= 883 kg M2=M3= -1,766 kg 1 4 M(y=1,43)= -572 kg L M(y=1,92)= kg 2

114 Resultante de todos los casos (Momentos sin amplificar) Sumando los momentos para el caso 1, 2 y 3 los momentos serían: (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m -578 kg.m 1273 kg.m -87 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -142 kg.m 1244 kg.m 1102 kg.m M(y=1,78): 0.0 kg.m -629 kg.m 1352 kg.m 723 kg.m Resultante de todos los casos (Momentos amplificados) De acuerdo a la norma : U=1,5CM+1,8CV+1,8CE (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m kg.m 2291 kg.m 78 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -255 kg.m 2239 kg.m 1984 kg.m M(y=1,78): 0 kg.m kg.m 2433 kg.m 1301 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( M 2: Mu= kg.cm M(y=1,43): Mu= kg.cm M(y=1,96): Mu= kg.cm M 2: As 0.45 cm2 M(y=1,43): As 2.52 cm2 M(y=1,96): As 1.06 cm2 (tomo el mayor) Asmínimo= 3.60 cm2 Para M2 el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m Para M(y) el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m ) f ` c fy As bd Diseño de losa de fondo Cargas existentes. losa superior= muros= sobrecarga= carga hs-25= peso propic= 600 kg/m 912 kg/m 970 kg/m kg/m 600 kg/m Las cargas totales sin amplificar son: W= 2112 kg/m (CM) W= 4679 kg/m (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 1,337 kg.m Mc= 2,961 kg.m Momento total amplificado Mu= 7,335 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( Mu : Mu= kg.cm ) As bd Mu : As cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 5/8"@ 0,20m Diseño de losa superior Cargas a considerar peso tapa= 600 kg/m (CM) peso asfalto encima= 97.5 kg/m (CM) 2 L 3 sobrecarga repartida= 970 kg/m (CV) carga puntual(hl-93)= 7380 kg (CV)

115 Las cargas totales sin amplificar son: W= 698 kg/m (CM) W= 970 kg/m (CV) W= 7380 kg (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 441 kg.m Mc= 614 kg.m Mc= 4,151 kg.m Momento total amplificado Mu= 9,239 kg.m Cálculo de acero Mu 2 f cbd ( ) As bd Para el elemento 1-2 y 3-4 Mu : Mu= kg.cm Mu : As cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 3/4"@ 0,15m

116 PROYECTO: LINEA 138 KV SOCABAYA - PARQUE INSDUSTRIAL Y SUBESTACIONES ASOCIADAS DISEÑO ESTRUCTURAL CÁMARAS DE PASO CÁMARA DE PASO CP-06, CP-09, CP-10,CP-12,CP-14 Sección Planta Datos t1 (referencial) γ= 1800 kg/m3 t1 t1 f= 0.44 Kac= 0.30 Kp= 3.69 F'c= 210 kg/cm2 fy= 4200 kg/cm2 h L Wconcreto 2.4 T/m3 sobrecarga= 970 kg/m2 γasfalto= 1300 kg/m3 t2 t1 Dimensiones t1= 0.25 m b b t2= 0.25 m h= 2.40 m b= 4.20 m (variable) L= 2.55 m A.-Verificación como pórtico Ubicando la sección de la cámara a la inversa, se podra analizar como pórtico La obtención de los momentos será la suma de los momentos obtenidos en los siguientes casos (Para todos los casos los apoyos 1 y 4 son articulados) Caso 1 Caso 2 Caso = Caso 4 + Caso.1 Carga repartida sobre elemento horizontal La carga repartida será resultado de la carga los muros w tapa, y la peso propio del elemento horizontal 2 3 Hallamos cada uno: peso tapa= 552 kg x peso muros= 2880 kg h peso asfalto encima= kg/m carga distrib. En losa fondo= 1443 kg/m peso de piso cámara= 600 kg/m (CM) sobrecarga (HL-93)= 970 kg/m (CV) 1 4 w= 2043 kg/m (CM) La carga total sería W= 5211 kg (CM) W= kg (CV) I I 2 3 L. h L A 4. 3 Ф= A= Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) M2=M3= kg.m M2=M3= kg.m Para una distancia x= m Para una distancia x= m M(x)= kg.m M(x)= kg.m

117 Caso. 2 Carga horizontal uniformemente repartida sobre la columna (Apoyos articulados 1 y 4) La carga repartida sería 2 3 w= 291 kg/m (CV) La carga total sería W= kg (CV) w h M2= kg.m y Para una distancia y= m 1 4 My= kg.m Para una distancia y= 1.74 m (ubicación M+ max.) My= kg.m L Caso. 3 Carga triangular sobre parte de una columna Caso Caso Caso w1 ( 3.3 ) (3.2) (3.1) Para que la carga sea similar se tendra lo siguiente = _ Caso (3.1) g m h K 10 3g 5A w1 w1 2 3 m= 2.40 n n= 0.00 g= 1.00 h K= W La carga total sería m y W= kg (CE) 1 4 M2= kg.m w1 Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) L M(y)máx= kg.m Para una distancia y= 1.74 m M(y)= kg.m Caso (3.2) La carga repartida sería 2 3 w= 1296 kg/m La carga total sería W= kg (CE) w1 h M2= 1686 kg.m y Para una distancia y= m 1 4 M(y)= 1910 kg.m Para una distancia y= m (ubicación M+ max.) M(y)máx= 1967 kg.m L Caso (3.3) Los momentos resultantes para el caso 3 son M2= 1274 kg.m M(y=1,43)= 1245 kg.m M(y=1,92)= 1352 kg.m F Caso. 4 Carga puntual en centro del tramo 2-3 (carga puntual generada (HS-25) 2 3 F= 7380 kg K= 0.94 h k1= 2.94 M1=M4= 800 kg M2=M3= -1,600 kg 1 4 M(y=1,43)= -518 kg L M(y=1,92)= -971 kg 2

118 Resultante de todos los casos (Momentos sin amplificar) Sumando los momentos para el caso 1, 2 y 3 los momentos serían: (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m -462 kg.m 1274 kg.m 132 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -89 kg.m 1245 kg.m 1156 kg.m M(y=1,78): 0.0 kg.m -529 kg.m 1352 kg.m 823 kg.m Resultante de todos los casos (Momentos amplificados) De acuerdo a la norma : U=1,5CM+1,8CV+1,8CE (CM) (CV) (CE) U M2: kg.m -832 kg.m 2293 kg.m 441 kg.m M(y=1,44): 0 kg.m -160 kg.m 2240 kg.m 2080 kg.m M(y=1,78): 0 kg.m -953 kg.m 2434 kg.m 1481 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( M 2: Mu= kg.cm M(y=1,43): Mu= kg.cm M(y=1,96): Mu= kg.cm M 2: 8E-05 As 0.15 cm2 M(y=1,43): As 2.71 cm2 M(y=1,96): As 1.42 cm2 (tomo el mayor) Asmínimo= 3.60 cm2 Para M2 el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m Para M(y) el refuerzo sería Ф 1/2"@ 0,25m ) f ` c fy As bd Diseño de losa de fondo Cargas existentes. losa superior= muros= sobrecarga= carga hs-25= peso propic= 600 kg/m 991 kg/m 970 kg/m 4000 kg/m 600 kg/m Las cargas totales sin amplificar son: W= 2191 kg/m (CM) W= 4970 kg/m (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 1,151 kg.m Mc= 2,611 kg.m Momento total amplificado Mu= 6,426 kg.m Cálculo de acero Mu Para el elemento 1-2 y f cbd ( Mu : Mu= kg.cm ) As bd Mu : As 8.95 cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 5/8"@ 0,20m Diseño de losa superior Cargas a considerar peso tapa= 600 kg/m (CM) peso asfalto encima= 97.5 kg/m (CM) 2 L 3 sobrecarga repartida= 970 kg/m (CV) carga puntual(hl-93)= 7380 kg (CV)

119 Las cargas totales sin amplificar son: W= 698 kg/m (CM) W= 970 kg/m (CV) W= 7380 kg (CV) Momentos: Para la carga muerta (CM) Para la carga viva (CV) Mc= 366 kg.m Mc= 510 kg.m Mc= 3,782 kg.m Momento total amplificado Mu= 8,275 kg.m Cálculo de acero Mu 2 f cbd ( ) As bd Para el elemento 1-2 y 3-4 Mu : Mu= kg.cm Mu : As cm2 Asmínimo= 3.60 cm2 Para Mu se adoptara lo siguiente Ф 3/4"@ 0,175m

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