MEMORIA DE CÁLCULObibing.us.es/proyectos/abreproy/5205/fichero/TOMO+I... · enrique lÓpez beret memoria de cÁlculo Índice 1. justificaciÓn de potencia demandada en ct puerta

MEMORIA DE CÁLCULO

ENRIQUE LÓPEZ BERET MEMORIA DE CÁLCULO

ÍNDICE

1. JUSTIFICACIÓN DE POTENCIA DEMANDADA EN CT PUERTA ........................... 11

1.1. POTENCIA MÁXIMA DEMANDADA EN CT PUERTA ................................................... 11

1.2. CÁLCULO DE LA SIMULTANEIDAD EN C.G.B.T. PUERTA ............................................. 13

1.3. COMPENSACIÓN DE ENERGÍA REACTIVA EN C.G.B.T. PUERTA .................................. 15

1.4. DETERMINACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CT PUERTA Y RENDIMIENTO PARA FUNCIONAMIENTO A MÁXIMA DEMANDA ......................................... 16

2. JUSTIFICACIÓN DE POTENCIA DEMANDADA EN CT BOMBEO 1600 ................ 17

2.1. POTENCIA MÁXIMA INSTALADA EN CT BOMBEO 1600 ............................................. 17

2.2. SIMULTANEIDAD EN C.G.B.T. BOMBEO 1600 ........................................................... 17

2.3. COMPENSACIÓN DE REACTIVA EN C.G.B.T. BOMBEO 1600 ....................................... 18 2.3.1. COMPENSACIÓN REACTIVA BOMBAS P .............................................................................. 19 2.3.1.1. Compensación Reactiva Bombas P Inicio Bombeo: ........................................................ 19 2.3.1.2. Compensación Reactiva Bombas P Final Bombeo: ......................................................... 19 2.3.2. COMPENSACIÓN REACTIVA BOMBAS S .............................................................................. 20 2.3.2.1. Compensación Reactiva Bombas S Inicio Bombeo: ........................................................ 20 2.3.2.2. Compensación Reactiva Bombas S Final Bombeo: ......................................................... 20 2.3.3. COMPENSACIÓN REACTIVA PARA ESTACIÓN DE BOMBEO ................................................ 21

2.4. DETERMINACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CT BOMBEO 1600 Y RENDIMIENTO PARA FUNCIONAMIENTO A MÁXIMA DEMANDA ......................................... 22

3. JUSTIFICACIÓN DE POTENCIA DEMANDADA EN CT BOMBEO 400 .................. 23

3.1. POTENCIA INSTALADA EN CT BOMBEO 400 ............................................................. 23

3.2. CÁLCULO DE LA SIMULTANEIDAD EN C.G.B.T. BOMBEO 400 ..................................... 24

3.3. COMPENSACIÓN DE REACTIVA EN C.G.B.T. BOMBEO 400 ........................................ 25

3.4. DETERMINACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CT BOMBEO 400 Y RENDIMIENTO PARA FUNCIONAMIENTO A MÁXIMA DEMANDA ......................................... 26

4. JUSTIFICACIÓN POTENCIA DEMANDADA EN CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA ................................................................................................................. 27

INSTALACIÓN ELECTRICA DE DIQUE SECO PARA EMBARCACIONES DE GRAN CALADO 1


5. CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA ..................................................... 29

5.1. CÁLCULO DEL CORTOCIRCUITO EN EL PUNTO DE ENTRONQUE ................................. 29

5.2. INTENSIDAD NOMINAL ........................................................................................... 29

5.3. PROTECCIÓN CONTRA SOBRECARGAS Y CORTOCIRCUITOS ...................................... 29 5.3.1. AJUSTE DE LOS RELÉS DE PROTECCIÓN DE FASE Y DE TIERRA ............................................ 30 5.3.1.1. Ajuste de los relés de protección de fase: ...................................................................... 30

5.3.1.1.1. Valores de ajustes máximos proporcionados por compañía: ................................. 30 5.3.1.1.2. Valores de ajuste de los relés de la protección general: ......................................... 31 5.1.1.1.3. Curva magnetizante global de los transformadores: ............................................... 32

5.3.1.2. Ajuste de los relés de protección homopolar: ................................................................ 33

5.4. TRANSFORMADORES DE LA CELDA DE MEDIDA ....................................................... 33 5.4.1. POTENCIA DEMANDADA POR LA INSTALACIÓN ................................................................. 33 5.4.2. PRECISIÓN DEL EQUIPO DE MEDIDA ................................................................................... 33 5.4.3. CALIBRE DEL EQUIPO DE MEDIDA ....................................................................................... 34

5.5. DIMENSIONADO DEL EMBARRADO ......................................................................... 34 5.5.1. COMPROBACIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE .............................................................. 34 5.5.2. COMPROBACIÓN POR SOLICITACIÓN ELECTRODINÁMICA ................................................ 34 5.5.3. COMPROBACIÓN POR SOLICITACIÓN TÉRMICA ................................................................. 35

5.6. DIMENSIONADO DE LA VENTILACIÓN DEL CENTRO DE TRANSFORMACIÓN .............. 35 5.6.1. COMPROBACIÓN DE VENTILACIÓN NATURAL .................................................................... 35

5.7. DIMENSIONADO DEL POZO APAGAFUEGOS ............................................................. 37

5.8. CÁLCULO DE LAS INSTALACIONES DE PUESTA A TIERRA ........................................... 37 5.8.1. INVESTIGACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DEL TERRENO ................................................. 37 5.8.2. DETERMINACIÓN DE LAS CORRIENTES MÁXIMAS DE PUESTA A TIERRA Y DEL TIEMPO MÁXIMO DE LA ELIMINACIÓN DEL DEFECTO ................................................................................... 37 5.8.3. DISEÑO PRELIMINAR DE LA INSTALACIÓN DE TIERRA ........................................................ 38 5.8.4. CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DEL SISTEMA DE PUESTA A TIERRA ..................................... 38 5.8.5. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL INTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................... 41 5.8.5.1. Medidas de seguridad adicionales para evitar tensiones de contacto: ......................... 41 5.8.6. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL EXTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................... 42 5.8.7. CÁLCULO DE LAS TENSIONES APLICADAS ............................................................................ 42 5.8.8. VERIFICACIÓN DE QUE LOS VALORES ADMISIBLES ESTÁN POR ENCIMA DE LOS VALORES CALCULADOS PARA EL CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA .................................................. 43 5.8.9. INVESTIGACIÓN DE LAS TENSIONES TRANSFERIBLES AL EXTERIOR ................................... 43 5.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL FUTURO TRANSFORMADOR ........... 44



6. LÍNEAS DE MEDIA TENSIÓN .......................................................................... 45

6.1. ENTRONQUE EN LÍNEA DE MEDIA TENSION COMPAÑÍA ........................................... 45 6.1.1. CÁLCULO DE LA SECCIÓN POR INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO ...................................... 45 6.1.2. CRITERIO DE LA SECCIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE .................................................. 46 6.1.2.1. Factor de corrección, F, para temperatura de terreno distinta de 25oC: ....................... 46 6.1.2.2. Factor de corrección para resistividad térmica del terreno distinta a 1,5 K.m/W: ....... 46 6.1.2.3. Factor de corrección por distancia entre ternos o cables tripolares: ............................ 46 6.1.2.4. Factor de corrección para profundidades de instalación distintas de 1m: .................... 46 6.1.2.5. Factor de corrección total: .............................................................................................. 47

6.2. LÍNEA DE DISTRIBUCIÓN EN MEDIA TENSIÓN .......................................................... 48 6.2.1. CÁLCULO DE LA SECCIÓN POR INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO ...................................... 48 6.2.2. CRITERIO DE LA SECCIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE .................................................. 49 6.2.2.1. Factor de corrección, F, para temperatura de terreno distinta de 25oC: ....................... 49 6.2.2.2. Factor de corrección para resistividad térmica del terreno distinta a 1,5 K.m/W: ....... 49 6.2.2.3. Factor de corrección por distancia entre ternos o cables tripolares: ............................ 49 6.2.2.4. Factor de corrección para profundidades de instalación distintas de 1m: .................... 50 6.2.2.5. Factor de corrección total: .............................................................................................. 50 6.2.3. CRITERIO DE LA SECCIÓN POR CAÍDA DE TENSIÓN ............................................................. 50 6.2.4. SECCIÓN ADOPTADA EN LÍNEAS DE DISTRIBUCIÓN DE MEDIA TENSIÓN .......................... 51

7. CORTOCIRCUITO MÍNIMO EN LA RED DE MEDIA TENSIÓN PARTICULAR ........ 52

7.1. IMPEDANCIAS DE LA RED, TRANSFORMADORES Y LINEAS DE MEDIA TENSIÓN ......... 52 7.1.1. IMPEDANCIA DE LA RED ...................................................................................................... 52 7.1.2. IMPEDANCIA TRANSFORMADORES .................................................................................... 53 7.1.2.1. Impedancia transformador 400 kVA: .............................................................................. 53 7.1.2.2. Impedancia transformador 1600 kVA: ............................................................................ 54 7.1.3. IMPEDANCIAS LÍNEAS MEDIA TENSIÓN .............................................................................. 56 7.1.3.1. Resistencia del cable 150 mm2: ....................................................................................... 56 7.1.3.2. Reactancia cable 150mm2: .............................................................................................. 57 7.1.3.3. Impedancia resultante cable 150mm2: ........................................................................... 57

7.2. CÁLCULO DEL CORTOCIRCUITO MÍNIMO EN LA LÍNEA DE MEDIA TENSIÓN PARTICULAR ...................................................................................................................... 58

7.2.1. CORTOCIRCUITO MÍNIMO TRIFÁSICO ................................................................................. 59 7.2.2. Cortocircuito mínimo bifásico: ............................................................................................ 59



8. CENTRO DE TRANSFORMACION BOMBEO 1600 KVA ..................................... 60

8.1. INTENSIDAD EN MEDIA TENSIÓN ............................................................................ 60

8.2. INTENSIDAD DE BAJA TENSIÓN ............................................................................... 60 8.3.2. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO MEDIA TENSIÓN ............................................................ 62 8.3.2.1. Contribución de los motores al cc aguas arriba del transformador: .............................. 62 8.3.3. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO DE BAJA TENSIÓN .......................................................... 63 8.3.3.1. Contribución de los motores al cc aguas abajo del transformador: .............................. 63 8.3.3.2. Intensidad de cortocircuito en C’’ con contribución de las bombas: ............................. 64 8.3.4. CORTOCIRCUITO MÍNIMO LADO BAJA TENSIÓN ................................................................ 65

8.4. PROTECCIÓN CONTRA SOBRECARGAS Y CORTOCIRCUITOS ...................................... 66 8.4.1. AJUSTE DE LOS RELÉS DE PROTECCIÓN DE FASE Y DE TIERRA ............................................ 66 8.4.1.1. Ajuste de los relés de protección de fase: ...................................................................... 66 8.4.1.2. Curva magnetizante del transformador: ........................................................................ 67 8.4.1.3. Protección lado BT: .......................................................................................................... 68 8.4.1.4. Selectividad protección transformador: ......................................................................... 68 8.4.1.5. Ajuste de los relés de protección homopolar: ................................................................ 68




8.8. CÁLCULO DE LAS INSTALACIONES DE PUESTA A TIERRA ........................................... 72 8.8.1. INVESTIGACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DEL TERRENO ................................................. 72 8.8.2. DETERMINACIÓN DE LAS CORRIENTES MÁXIMAS DE PUESTA A TIERRA Y DEL TIEMPO MÁXIMO DE LA ELIMINACIÓN DEL DEFECTO ................................................................................... 72 8.8.3. DISEÑO PRELIMINAR DE LA INSTALACIÓN DE TIERRA ........................................................ 73 8.8.4. CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DEL SISTEMA DE PUESTA A TIERRA ..................................... 73 8.8.5. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL INTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................... 75 8.8.5.1. Medidas de seguridad adicionales para evitar tensiones de contacto: ......................... 75 8.8.6. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL EXTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................... 76 8.8.7. CÁLCULO DE LAS TENSIONES APLICADAS ............................................................................ 77 8.8.9. INVESTIGACIÓN DE LAS TENSIONES TRANSFERIBLES AL EXTERIOR ................................... 78 8.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL TRANSFORMADOR .......................... 78



9. CENTRO DE TRANSFORMACION BOMBEO 400 KVA ....................................... 79

9.1. INTENSIDAD EN MEDIA TENSIÓN ............................................................................ 79

9.2. INTENSIDAD DE BAJA TENSIÓN ............................................................................... 79 9.3.2. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO MEDIA TENSIÓN ............................................................ 81 9.3.2.1. Contribución de los motores al cc aguas arriba del transformador: .............................. 81 9.3.3. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO DE BAJA TENSIÓN .......................................................... 82 9.3.3.1. Contribución de los motores al cc aguas abajo del transformador: .............................. 82

9.4. PROTECCIÓN CONTRA SOBRECARGAS Y CORTOCIRCUITOS ...................................... 82 9.4.1. AJUSTE DE LOS RELÉS DE PROTECCIÓN DE FASE Y DE TIERRA ............................................ 83 9.4.1.1. Ajuste de los relés de protección de fase: ...................................................................... 83 9.4.1.2. Curva magnetizante del transformador: ........................................................................ 85 9.4.1.3. Protección lado BT ........................................................................................................... 85 9.4.1.4. Selectividad protección transformador: ......................................................................... 86 9.4.1.5. Ajuste de los relés de protección homopolar: ................................................................ 87




9.8. CÁLCULO DE LAS INSTALACIONES DE PUESTA A TIERRA ........................................... 90 9.8.1. INVESTIGACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DEL TERRENO ................................................. 90 9.8.2. DETERMINACIÓN DE LAS CORRIENTES MÁXIMAS DE PUESTA A TIERRA Y DEL TIEMPO MÁXIMO DE LA ELIMINACIÓN DEL DEFECTO ................................................................................... 90 9.8.3. DISEÑO PRELIMINAR DE LA INSTALACIÓN DE TIERRA ........................................................ 91 9.8.4. CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DEL SISTEMA DE PUESTA A TIERRA ..................................... 91 9.8.5. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL INTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................... 94 9.8.5.1. Medidas de seguridad adicionales para evitar tensiones de contacto: ......................... 94 9.8.6. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL EXTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................... 95 9.8.7. CÁLCULO DE LAS TENSIONES APLICADAS ............................................................................ 95 9.8.9. INVESTIGACIÓN DE LAS TENSIONES TRANSFERIBLES AL EXTERIOR ................................... 96 9.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL TRANSFORMADOR .......................... 97



10. CENTRO DE TRANSFORMACION PUERTA ...................................................... 98

10.1. INTENSIDAD EN MEDIA TENSIÓN ......................................................................... 98

10.2. INTENSIDAD DE BAJA TENSIÓN ............................................................................ 98

10.3. CORTOCIRCUITOS ............................................................................................... 99 10.3.2. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO MEDIA TENSIÓN .......................................................... 100 10.3.2.1. Contribución de los motores al cc aguas arriba del transformador: ....................... 100 10.3.3. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO DE BAJA TENSIÓN ........................................................ 101 10.3.3.1. Contribución de los motores al cc aguas abajo del transformador: ........................ 101

10.4. PROTECCIÓN CONTRA SOBRECARGAS Y CORTOCIRCUITOS ................................. 101 10.4.1. AJUSTE DE LOS RELÉS DE PROTECCIÓN DE FASE Y DE TIERRA .......................................... 102 10.4.1.1. Ajuste de los relés de protección de fase: ................................................................ 102 10.4.1.2. Curva magnetizante del transformador: .................................................................. 104 10.4.1.3. Protección lado BT: ................................................................................................... 104 10.4.1.4. Selectividad protección transformador: ................................................................... 105 10.4.1.5. Ajuste de los relés de protección homopolar: ......................................................... 105

10.5. DIMENSIONADO DEL EMBARRADO ................................................................... 106 10.5.1. COMPROBACIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE ............................................................ 106 10.5.2. COMPROBACIÓN POR SOLICITACIÓN ELECTRODINÁMICA .............................................. 106 10.5.3. COMPROBACIÓN POR SOLICITACIÓN TÉRMICA ............................................................... 106

10.6. DIMENSIONADO DE LA VENTILACIÓN DEL CENTRO DE TRANSFORMACIÓN ......... 107 10.6.1. COMPROBACIÓN DE VENTILACIÓN NATURAL .................................................................. 107

10.7. DIMENSIONADO DEL POZO APAGAFUEGOS ....................................................... 109

10.8. CÁLCULO DE LAS INSTALACIONES DE PUESTA A TIERRA ...................................... 109 10.8.1. INVESTIGACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DEL TERRENO ............................................... 109 10.8.2. DETERMINACIÓN DE LAS CORRIENTES MÁXIMAS DE PUESTA A TIERRA Y DEL TIEMPO MÁXIMO DE LA ELIMINACIÓN DEL DEFECTO ................................................................................. 109 10.8.3. DISEÑO PRELIMINAR DE LA INSTALACIÓN DE TIERRA ...................................................... 109 10.8.4. CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DEL SISTEMA DE PUESTA A TIERRA ................................... 110 10.8.5. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL INTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................. 112 10.8.5.1. Medidas de seguridad adicionales para evitar tensiones de contacto: .................. 112 10.8.6. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL EXTERIOR DE LA INSTALACIÓN ................. 113 10.8.7. CÁLCULO DE LAS TENSIONES APLICADAS .......................................................................... 113 10.8.9. INVESTIGACIÓN DE LAS TENSIONES TRANSFERIBLES AL EXTERIOR ................................. 115 10.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL TRANSFORMADOR ........................ 115



11. CÁLCULOS BAJA TENSIÓN DEPENDIENTES DEL CT PUERTA .......................... 116

11.1. INTENSIDADES DE DISEÑO................................................................................. 116 11.1.1. INTENSIDAD DE DISEÑO TRAMO CT PUERTA – C.G.B.T. PUERTA ..................................... 116 11.1.2. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.G.B.T. PUERTA ............................................................ 116 11.1.3. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.S.A. .............................................................................. 118 11.1.4. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS CUADRO PUERTA .......................................................... 119

11.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE ............................................................. 120 11.2.1. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN TRAMO CT P - C.G.B.T. PUERTA ................... 120 11.2.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.G.B.T. PUERTA .............................. 121 11.2.3. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.S.A. ................................................ 123 11.2.4. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C. PUERTA ........................................ 125

11.3. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN........................................................................ 126 11.3.1. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN EL TRAMO CT PUERTA A C.G.B.T. PUERTA ............. 127 11.3.2. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.G.B.T. PUERTA ......................................... 128 11.3.3. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.S.A. ........................................................... 128 11.3.3.1. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Sala de Cuadros: ............... 128 11.3.3.2. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Sala de Máquinas: ............ 130 11.3.3.3. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Galería de Tierra:.............. 131 11.3.3.4. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Galería de Mar: ................ 133 11.3.3.5. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Cantil Norte: ..................... 134 11.3.3.6. Criterio de caída de tensión de tomas de fuerza y otras cargas de C.S.A.: ............. 135 11.3.4. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS DE CUADRO PUERTA .................................. 136 11.3.4.1. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Puerta: .............................. 136 11.3.4.2. Criterio de caída de tensión en tomas de fuerza y otras cargas de C. Puerta: ........ 138

11.4. PROTECCIÓN FRENTE A SOBRECARGA ............................................................... 139 11.4.1. CONDICIÓN 1: PROTECCIÓN FRENTE A SOBRECARGA ...................................................... 140

11.4.2. CONDICIÓN 2: PROTECCIÓN FRENTE A SOBRECARGA ......................................... 141

11.5. IMPEDANCIAS DE LAS LÍNEAS DE BT DEPENDIENTES DEL CT PUERTA .................. 142 11.5.1. IMPEDANCIAS MÍNIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT PUERTA ............................................. 142 11.5.1.1. Impedancias mínimas de líneas de BT del CT Puerta: .............................................. 142 11.5.1.2. Impedancias homopolares mínimas de líneas de BT del CT Puerta: ....................... 143 11.5.2. IMPEDANCIAS MÁXIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT PUERTA ............................................ 143 11.5.2.1. Impedancias máximas en finales de líneas de BT del CT Puerta: ............................ 144 11.5.3. IMPEDANCIA DE LOS MOTORES ASÍNCRONOS ................................................................. 145 11.5.3.1. Impedancia de motores principal y auxiliar puerta: ............................................... 145 11.5.3.2. Impedancia de bombas de puerta: ........................................................................... 146 11.5.3.3. Impedancia de agitadores de puerta: ....................................................................... 146



11.6. CORTOCIRCUITOS EN CUADROS Y FINALES DE LÍNEAS ........................................ 147 11.6.1. CORTOCIRCUITOS MÁXIMOS EN CUADROS ...................................................................... 147 11.6.1.1. Cortocircuito máximo en C.G.B.T. Puerta:................................................................ 147 11.6.1.2. Cortocircuito máximo en C.S.A.: ............................................................................... 148 11.6.1.3. Cortocircuito máximo en C. Puerta: ......................................................................... 149 11.6.2. CORTOCIRCUITOS MÍNIMOS EN FINALES DE LÍNEA .......................................................... 151 11.6.2.1. Cortocircuito mínimo en finales de líneas: ............................................................... 152

11.7. PROTECCIÓN FRENTE A CORTOCIRCUITO ........................................................... 154 11.7.1. SELECTIVIDAD Y REGULACIÓN DE LAS PROTECCIONES..................................................... 156 11.7.1.1. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en CT Puerta: .............. 156 11.7.1.2. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en C.S.A.: .................... 164 11.7.1.3. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en C. Puerta: ............... 170

11.8. MANIOBRA Y CONTROL EN INSTALACIONES DEPENDIENTES DE CT PUERTA ........ 175

11.9. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA Y CONDUCTOR DE PROTECCIÓN .................... 176 11.9.1. CÁLCULO DE LA DISTANCIA ENTRE LAS TOMAS DE TIERRA .............................................. 177 11.9.2. CÁLCULO DE CONDUCTORES DE PROTECCIÓN PARA TOMAS DE FUERZA EN CANTIL 1 Y CANTIL 2 ........................................................................................................................................... 177 11.9.3. SECCIÓN DE LOS CONDUCTORES DE PROTECCIÓN DE LOS CIRCUITOS DEL CUADRO C.G.B.T. PUERTA .............................................................................................................................. 179

11.10. PROTECCION FRENTE A CONTACTOS INDIRECTOS .............................................. 180

11.11. CÁLCULO DEL MONTAJE FESTOON ..................................................................... 184

12. CÁLCULOS BAJA TENSIÓN DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 400 .................. 185

12.1. INTENSIDADES DE DISEÑO................................................................................. 185 12.1.1. INTENSIDAD DE DISEÑO TRAMO CT BOMBEO 400 – C.G.B.T. BOMBEO 400 ................... 185 12.1.2. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 400 ................................................... 186

12.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE ............................................................. 187 12.2.1. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN TRAMO CTB 400 - C.G.B.T. BOMBEO 400 .... 187 12.2.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 400 ..................... 188

12.3. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN........................................................................ 190 12.3.1. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN EL TRAMO CT BOMBEO 400 A C.G.B.T. BOMBEO 400 191 12.3.2. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 400 ................................ 192 12.3.2.1. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Sala de Cuadros Bombeo: 192 12.3.2.2. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Cantil Sur: ......................... 193 12.3.2.3. Criterio de caída de tensión de tomas de fuerza y otras cargas de C.G.B.T. BOMBEO 400: 194





12.5. IMPEDANCIAS DE LAS LÍNEAS DE BT DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 400 .......... 197 12.5.1. IMPEDANCIAS MÍNIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 400 .................................... 197 12.5.1.1. Impedancias mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 400: .................................... 197 12.5.1.2. Impedancias homopolares mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 400: ............. 198 12.5.2. IMPEDANCIAS MÁXIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 400 ................................... 198 12.5.2.1. Impedancias máximas en finales de líneas de BT del CT Bombeo 400:................... 199 12.5.3. IMPEDANCIA DE LOS MOTORES ASÍNCRONOS ................................................................. 200 12.5.3.1. Impedancia de bombas 1A y 2A: .............................................................................. 200

12.6. CORTOCIRCUITOS EN CUADROS Y FINALES DE LÍNEAS ........................................ 201 12.6.1. CORTOCIRCUITOS MÁXIMOS EN CUADROS ...................................................................... 201 12.6.1.1. Cortocircuito máximo en C.G.B.T. Bombeo 400: ...................................................... 201 12.6.1.2. Cortocircuito máximo en último cuadro de tomas cantil sur .................................. 202 12.6.2. CORTOCIRCUITOS MÍNIMOS EN FINALES DE LÍNEA .......................................................... 203 12.6.2.1. Cortocircuito mínimo en finales de líneas: ............................................................... 204

12.7. PROTECCIÓN FRENTE A CORTOCIRCUITO ........................................................... 205 12.7.1. SELECTIVIDAD Y REGULACIÓN DE LAS PROTECCIONES..................................................... 207 12.7.1.1. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en CT Bombeo 400: .... 207

12.8. MANIOBRA Y CONTROL EN INSTALACIONES DEPENDIENTES DE CT BOMBEO 400 215

12.9. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA Y CONDUCTOR DE PROTECCIÓN .................... 216 12.9.1. CÁLCULO DE LA DISTANCIA ENTRE LAS TOMAS DE TIERRA .............................................. 217 12.9.2. CÁLCULO DE CONDUCTORES DE PROTECCIÓN PARA TOMAS DE FUERZA EN CANTIL 3 Y CANTIL 4 ........................................................................................................................................... 217 12.9.3. SECCIÓN DE LOS CONDUCTORES DE PROTECCIÓN DE LOS CIRCUITOS DEL CUADRO C.G.B.T. BOMBEO 400 ..................................................................................................................... 219




13. CÁLCULOS BAJA TENSIÓN DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 1600 ................ 223

13.1. INTENSIDADES DE DISEÑO................................................................................. 223 13.1.1. INTENSIDAD DE DISEÑO TRAMO CT BOMBEO 1600 – C.G.B.T. BOMBEO 1600 ............... 223 13.1.2. JUSTIFICACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CONTROL .......................... 223 13.1.3. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 1600 ................................................. 225

13.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE ............................................................. 226 13.2.1. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN TRAMO CTB 1600 - C.G.B.T. BOMBEO 1600 226 13.2.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 1600 ................... 227

13.3. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN........................................................................ 229 13.3.1. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN EL TRAMO CT BOMBEO 1600 A C.G.B.T. BOMBEO 1600 230 13.3.2. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 1600 .............................. 231



13.5. IMPEDANCIAS DE LAS LÍNEAS DE BT DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 1600 ........ 234 13.5.1. IMPEDANCIAS MÍNIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 1600 .................................. 234 13.5.1.1. Impedancias mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 1600: .................................. 234 13.5.1.2. Impedancias homopolares mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 1600: ........... 234 13.5.2. IMPEDANCIAS MÁXIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 1600 ................................. 235 13.5.2.1. Impedancias máximas en finales de líneas de BT del CT Bombeo 1600:................. 236 13.5.3. IMPEDANCIA DE LOS MOTORES ASÍNCRONOS ................................................................. 236 13.5.3.1. Impedancia de bombas S: ......................................................................................... 236

13.6. CORTOCIRCUITOS EN CUADROS Y FINALES DE LÍNEAS ........................................ 237 13.6.1. CORTOCIRCUITOS MÁXIMOS EN CUADROS ...................................................................... 237 13.6.1.1. Cortocircuito máximo en C.G.B.T. Bombeo 1600: .................................................... 237 13.6.2. CORTOCIRCUITOS MÍNIMOS EN FINALES DE LÍNEA .......................................................... 239 13.6.2.1. Cortocircuito mínimo en finales de líneas: ............................................................... 240

13.7. PROTECCIÓN FRENTE A CORTOCIRCUITO ........................................................... 241 13.7.1. SELECTIVIDAD Y REGULACIÓN DE LAS PROTECCIONES..................................................... 243 13.7.1.1. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en CT Bombeo 1600: .. 243

13.8. MANIOBRA Y CONTROL EN INSTALACIONES DEPENDIENTES DE CT BOMBEO 1600 248

13.9. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA Y CONDUCTOR DE PROTECCIÓN .................... 249 13.9.1. CÁLCULO DE LA DISTANCIA ENTRE LAS TOMAS DE TIERRA .............................................. 250 13.9.2. CÁLCULO DE CONDUCTORES DE PROTECCIÓN PARA BOMBAS S y P ............................... 250 13.9.3. SECCIÓN DE LOS CONDUCTORES DE PROTECCIÓN DE LOS CIRCUITOS DEL CUADRO C.G.B.T. BOMBEO 1600 ................................................................................................................... 251




1. JUSTIFICACIÓN DE POTENCIA DEMANDADA EN CT PUERTA

Para calcular la potencia que se demandará al centro de transformación CT Puerta, en primer lugar se justificará la potencia total a instalar y se ajustará la misma a través de los coeficientes de simultaneidad de los distintos estados posibles de funcionamiento. La demanda así ajustada se compensará mediante batería de condensadores para obtener la potencia aparente que se solicitará al transformador.

1.1. POTENCIA MÁXIMA DEMANDADA EN CT PUERTA

El CT Puerta alimenta al Cuadro General de Baja Tensión de la Puerta (C.G.B.T. Puerta) cuya potencia máxima demandada se corresponde con el siguiente desglose:

C.G.B.T. PUERTA Potencia Máxima (W) Potencia Máxima (VA) C.S.A. 126.690 140.930 C. Puerta 47.739 59.487 C. Válvula 1 35.000 43.750 C. Válvula 2 35.000 43.750 C. Válvula 3 45.000 56.250 Motor Principal 30.000 37.500 Motor Auxiliar 30.000 37.500 Freno 500 625 Circuito 1 Cantil 110.000 123.596 Circuito 2 Cantil 110.000 123.596

TOTAL 569.929 664.441 Tabla 1 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

Los circuitos alimentados por el Cuadro de Servicios Auxiliares (C.S.A.) y sus potencias máximas demandadas se detallan en el siguiente desglose:

C.S.A. Potencia Máxima (W) Potencia Máxima (VA) C. Puente Grúa 15.000 18.750 C.T.F. Galería Mar 3.000 3.371 C.T.F. Sala y Galería Tierra 3.000 3.371 C.T.F. Múltiple 33.000 37.079 C.T.F. Trifásica 33.000 37.079 C.T.F. Monofásica Mar 3.000 3.371 C. A. Sala Cuadros 718 756 C. A. Sala Maquinas 2.975 3.132 C. A. Galería Tierra 1.108 1.166 C. A. Galería Mar 1.108 1.166 C.A. Cantil Norte 30.780 32.400




Los circuitos alimentados por el Cuadro Puerta y sus potencias máximas demandadas se detallan en el siguiente desglose:

C. PUERTA Potencia Máxima (W) Potencia Máxima (VA)

Agitador 1 5.500 6.875 Agitador 2 5.500 6.875 Agitador 3 5.500 6.875 Agitador 4 5.500 6.875 Bomba 1 3.000 3.750 Bomba 2 3.000 3.750 T.F. 17.500 21.875 Control 1.500 1.875 Alumbrado 739 778




1.2. CÁLCULO DE LA SIMULTANEIDAD EN C.G.B.T. PUERTA

Para el dimensionado del centro de transformación se realiza un estudio de la simultaneidad de los suministros que alimenta.

Los estados posibles de operación son los siguientes:

• Apertura de la puerta. • Entrada del buque. • Cierre de puerta. • Vaciado del dique. • Trabajo en dique. • Llenado del dique.

A continuación se muestran los coeficientes de simultaneidad adoptados y la potencia real demandada para cada uno de los casos expuestos anteriormente:

P. Instalada

(W) APERTURA ENTRADA CIERRE VACIADO TRABAJO LLENADO

CGBT PUERTA Motor Principal 30.000 1 0 1 0 0 0 Motor Auxiliar 30.000 0 0 0 0 0 0 Freno 500 0 0 0 0 0 0 C. Válvula 1 35.000 0 0 0 0 0 1 C. Válvula 2 35.000 0 0 0 0 0 1 C. Válvula 3 45.000 0 0 0 0 0 1 C.1 Cantil 110.000 0,66 0,66 0,66 0,66 1 0,66 C.2 Cantil 110.000 0,66 0,66 0,66 0,66 1 0,66 C. Puerta 47.739 0,75 0,33 0,75 0,33 0,33 0,33 C.S.A C. Puente Grúa 15.000 0 0 0 0 1 0 C.T.F. Galería Mar 3.000 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 C.T.F. Sala y Galería Tierra 3.000 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33

C.T.F. Múltiple 33.000 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 C.T.F. Trifásica 33.000 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 C.T.F. Monofásica Mar 3.000 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33

Alumbrado Interior 5.910 0,33 0,33 0,33 0,33 1 0,33

Alumbrado Cantil Norte 30.780 1 1 1 1 1 1

TOTAL (W) 569.928 268.484 218.434 268.484 218.434 312.194 333.434 Tabla 4 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.



Los coeficientes de simultaneidad adoptados y la potencia aparente demandada son:

P. Instalada

(VA) APERTURA ENTRADA CIERRE VACIADO TRABAJO LLENADO

CGBT PUERTA Motor Principal 37.500 1 0 1 0 0 0 Motor Auxiliar 37.500 0 0 0 0 0 0 Freno 625 0 0 0 0 0 0 C. Válvula 1 43.750 0 0 0 0 0 1 C. Válvula 2 43.750 0 0 0 0 0 1 C. Válvula 3 56.250 0 0 0 0 0 1 C.1 Cantil 123.596 0,66 0,66 0,66 0,66 1 0,66 C.2 Cantil 123.596 0,66 0,66 0,66 0,66 1 0,66 C. Puerta 59.528 0,75 0,33 0,75 0,33 0,33 0,33 C.S.A C. Puente Grúa 18.750 0 0 0 0 1 0 C.T.F. Galería Mar 3.371 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 C.T.F. Sala y Galería Tierra 3.371 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33

C.T.F. Múltiple 37.079 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 C.T.F. Trifásica 37.079 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 C.T.F. Monofásica Mar 3.371 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33 0,33

Alumbrado Interior 6.221 0,33 0,33 0,33 0,33 1 0,33

Alumbrado Cantil Norte 32.400 1 1 1 1 1 1

TOTAL (VA) 664.441 306.067 244.361 306.067 244.361 350.994 386.667 Tabla 5 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

La potencia máxima demandada se produce para el estado del llenado del dique.



1.3. COMPENSACIÓN DE ENERGÍA REACTIVA EN C.G.B.T. PUERTA

La potencia de compensación requerida para los distintos estados de funcionamiento y con un factor de potencia objetivo de 0,96 (valor superior al marcado en el RD 1164/2001, Art. 9.3 en el que se detalla el valor de 0,95 como el valor mínimo para el cual no se establece una penalización) se describe en la siguiente tabla:

APERTURA ENTRADA CIERRE VACIADO TRABAJO LLENADO

cosϕ= 0,877 0,894 0,877 0,894 0,889 0,862

Qsincompensar (var) 146.945 109.538 146.945 109.538 160.411 195.788

Qobjetivo (cosϕ=0,96) (var) 78.308 63.710 78.308 63.710 91.056 97.252

Qbatería_cálculo (var) 68.638 45.829 68.638 45.829 69.355 98.537 Tabla 6 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

Los valores arriba indicados se corresponden con el siguiente glosario:

cosϕ: Factor de potencia sin compensar.

𝑐𝑜𝑠𝜑 =𝑃𝑆

Donde:

P: Potencia activa, en W.

S: Potencia aparente sin compensar, en VA.

Qsincompensar = Potencia reactiva sin compensar, en var.

Qsincompensar =S·senϕ

Qobjetivo (cosϕ=0,96) = Potencia reactiva con objetivo de cosϕ=0,96, en var.

Qobjetivo (cosϕ=0,96)= P·tgϕ

Qbatería_cálculo = Potencia reactiva de cálculo para batería de condensadores, en var.

Qbatería_cálculo = Qsincompensar- Qobjetivo (cosϕ=0,96)

Dado que para el estado de llenado del dique es cuando se requiere mayor compensación de reactiva (98.537 var), la batería de condensadores comercial a instalar será de 112.000 var, por lo tanto el factor de potencia final será:

cosϕ’’=0,97

La potencia aparente de la instalación corregida en funcionamiento será de:

S=P/cosϕ’’= 343.800 VA



1.4. DETERMINACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CT PUERTA Y RENDIMIENTO PARA FUNCIONAMIENTO A MÁXIMA DEMANDA

La potencia comercial inmediata superior a la potencia prevista 343.800 VA, es la de un transformador de 400kVA con una reserva de potencia para posibles ampliaciones de un 14%.

Los valores facilitados por el fabricante respecto al rendimiento del transformador son:

400 kVA CARGA cosϕ = 1 cosϕ = 0,8

Rendimiento

100% 0,986 0,983 75% 0,988 0,985 50% 0,989 0,987 25% 0,988 0,985

El cálculo de la reserva del transformador a plena demanda frente a la potencia nominal del transformador se realizará con la siguiente fórmula:

𝑅𝑒𝑠𝑒𝑟𝑣𝑎 (%) = 𝑆𝑛𝑡𝑟 − 𝑆𝑆𝑛𝑡𝑟

· 100

Donde:

𝑆𝑛𝑡𝑟 = Es la potencia aparente del transformador, para este caso son 400 kVA.

𝑆 = Es la potencia aparente máxima demandada por la instalación, 373,8 kVA.

Además, el factor de potencia para la demanda máxima que se calculó en el apartado anterior es:

cosϕ’’=0,97

En la siguiente tabla se muestra el rendimiento que tiene el transformador cuando la instalación se encuentra a plena demanda, además se calcula la reserva de potencia con respecto a la nominal del transformador de 400 kVA.

𝑆𝑛𝑡𝑟 (VA) 𝑆 (VA) Reserva (%) CARGA (%) cosϕ’’ Rendimiento Transformador 400kVA 400.000 343.800 14 85,95 0,97 98,6



2. JUSTIFICACIÓN DE POTENCIA DEMANDADA EN CT BOMBEO 1600

Para calcular la potencia que se demandará al centro de transformación CT Bombeo 1600, en primer lugar se justificará la potencia máxima en funcionamiento (según el anejo I) y se ajustará la misma a través de los coeficientes de simultaneidad de los distintos estados posibles de funcionamiento. La demanda así ajustada se compensará mediante condensadores para obtener la potencia aparente que se solicitará al transformador.

2.1. POTENCIA MÁXIMA INSTALADA EN CT BOMBEO 1600

Las bombas alimentadas y la potencia máxima previsible de funcionamiento son:

CIRCUITO Potencia Máxima(W) Potencia Máxima(VA) Bomba 1P 318.743 362.208 Bomba 2P 318.743 362.208 Bomba 3P 318.743 362.208 Bomba 1S 367.196 458.995 Bomba 2S 367.196 458.995 Bomba 3S 367.196 458.995 Bomba 4S 367.196 458.995 Trafo de Control 4.800 6.000

TOTAL 2.429.812 2.921.064 Tabla 7 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

2.2. SIMULTANEIDAD EN C.G.B.T. BOMBEO 1600

Para el dimensionado del centro de transformación se realiza un estudio de la simultaneidad de los circuitos aguas abajo.

Los estados posibles son:

• Etapa 1 bombeo: Funcionamiento de tres bombas tipo P. • Etapa 2 bombeo: Funcionamiento de tres bombas tipo S.


Potencia Máxima (W) ETAPA 1 ETAPA 2

Bomba 1P 318.743 1 0 Bomba 2P 318.743 1 0 Bomba 3P 318.743 1 0 Bomba 1S 367.196 0 1 Bomba 2S 367.196 0 1 Bomba 3S 367.196 0 1 Bomba 4S 367.196 0 0 Trafo de Control 4.800 1 1

TOTAL (W) 961.029 1.106.388 Tabla 8 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.




Potencia Máxima (VA) ETAPA 1 ETAPA 2

Bomba 1P 362.208 1 0 Bomba 2P 362.208 1 0 Bomba 3P 362.208 1 0 Bomba 1S 458.995 0 1 Bomba 2S 458.995 0 1 Bomba 3S 458.995 0 1 Bomba 4S 458.995 0 0 Trafo de Control 6.000 1 1

TOTAL (VA) 1.092.558 1.382.984 Tabla 9 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

La potencia máxima demandada se produce en la etapa 2 del bombeo.

2.3. COMPENSACIÓN DE REACTIVA EN C.G.B.T. BOMBEO 1600

Del anejo I se extraen los valores de demanda y factor de potencia de las bombas para los dos puntos de funcionamiento extremos (inicio y final de bombeo).

Tipo bomba Estado cosϕ Potencia (kW) Potencia (kVA)

Bomba P Inicio bombeo 0,78 158 203 Final bombeo 0,88 319 362

Bomba S Inicio bombeo 0,72 232 322 Final bombeo 0,8 367 459

Tabla 10 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

Dado que el factor de potencia oscilará por debajo de los valores mínimos, se hace necesario compensar la energía reactiva.

El factor de potencia objetivo será de 0,96 (valor superior al marcado en el RD 1164/2001, Art. 9.3 en el que se detalla el valor de 0,95 como el valor mínimo para el cual no se establece una penalización).

La compensación de reactiva se realizará instalando los condensadores necesarios por bomba.



2.3.1. COMPENSACIÓN REACTIVA BOMBAS P

Para el cálculo de los condensadores necesarios para cada bomba tipo P se estudia la compensación necesaria en los dos estados extremos de operación (inicio y final bombeo).

2.3.1.1. Compensación Reactiva Bombas P Inicio Bombeo:

La potencia reactiva de una bomba P al inicio de su etapa sin compensación es:

Q = P · tgϕ = 126.777 var

Q = Potencia reactiva al inicio del bombeo sin compensación, en var.

P = Potencia activa al inicio del bombeo sin compensación, en W.

cosϕ = Factor de potencia al inicio del bombeo.

La potencia reactiva objetivo es:

Q ’= P · tgϕ’ = 46.089 var

Q’ = Potencia reactiva objetivo, en var.

P = Potencia activa demandada, en W.

cosϕ’ = Factor de potencia objetivo (0,96).

Por lo tanto la potencia reactiva a compensar al inicio es:

Q’’ = Q - Q’ = 80.688 var

2.3.1.2. Compensación Reactiva Bombas P Final Bombeo:

La potencia reactiva de una bomba P al final de su etapa sin compensación es:

Q = P · tgϕ = 172.039 var

Q = Potencia reactiva al final del bombeo sin compensación, en var.

P = Potencia activa al final del bombeo, en W.

cosϕ = Factor de potencia al final del bombeo.


Q ’= P · tgϕ’ = 92.967 var




Por lo tanto la potencia reactiva a compensar al final de la etapa de bombeo es:

Q’’ = Q - Q’ = 79.073 var



2.3.2. COMPENSACIÓN REACTIVA BOMBAS S

Para el cálculo de los condensadores necesarios para cada bomba tipo S se estudia la compensación necesaria en los dos estados extremos de operación (inicio y final bombeo).

2.3.2.1. Compensación Reactiva Bombas S Inicio Bombeo:

La potencia reactiva de una bomba S al inicio de su etapa sin compensación es:

Q = P · tgϕ = 223.502 var

Q = Potencia reactiva al inicio del bombeo sin compensación, en var.

P = Potencia activa al inicio del bombeo, en W.

cosϕ = Factor de potencia al inicio del bombeo.


Q’ = P · tgϕ’ = 67.633 var




Por lo tanto la potencia reactiva a compensar al inicio es:

Q’’ = Q - Q’ = 155.869 var

2.3.2.2. Compensación Reactiva Bombas S Final Bombeo:

La potencia reactiva de una bomba S al final de su etapa sin compensación es:

Q = P · tgϕ = 275.397 var

Q = Potencia reactiva al final del bombeo sin compensación, en var.

P = Potencia activa al final del bombeo, en W.

cosϕ = Factor de potencia al final del bombeo.


Q’ = P · tgϕ’ = 107.099 var






Por lo tanto la potencia reactiva a compensar al final de la etapa de bombeo es:

Q’’ = Q - Q’ = 168.298 var

2.3.3. COMPENSACIÓN REACTIVA PARA ESTACIÓN DE BOMBEO

Habida cuenta de que potencia reactiva necesaria a compensar para las bombas P se mueven en el rango (80.688 ÷ 79.073 var) y para las bombas S (155.869 ÷168.298 var), se puede adoptar un escalón de 80 kvar para compensar las bombas P y de dos escalones de 80 kvar para las bombas S.

POTENCIA APARENTE (VA) Potencia Máxima

(W) Reactiva

(var) Compensación

(var) ETAPA 1 ETAPA 2

Bomba 1P 318.743 172.039 80.000 1 0 Bomba 2P 318.743 172.039 80.000 1 0 Bomba 3P 318.743 172.039 80.000 1 0 Bomba 1S 367.196 275.397 160.000 0 1 Bomba 2S 367.196 275.397 160.000 0 1 Bomba 3S 367.196 275.397 160.000 0 1 Bomba 4S 367.196 275.397 160.000 0 0 Trafo de control 4.800 3.600 0 1 1

TOTAL 1.000.909 1.160.365 Tabla 11 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

El factor de potencia más desfavorable será de:

cosϕ = 0,953

Dicho cosϕ ocurrirá para el periodo de funcionamiento inicial del grupo de bombas S.

La máxima potencia aparente de la instalación corregida en funcionamiento será de:

S=P/cosϕ= 1.160.365 VA



2.4. DETERMINACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CT BOMBEO 1600 Y RENDIMIENTO PARA FUNCIONAMIENTO A MÁXIMA DEMANDA

La potencia comercial inmediata superior a la potencia prevista 1.160.365 VA, es la de un transformador de 1.600kVA con una reserva de potencia para posibles ampliaciones de un 27%.


1.600 kVA CARGA cosϕ = 1 cosϕ = 0,8

Rendimiento

100% 0,988 0,985 75% 0,990 0,988 50% 0,993 0,990 25% 0,989 0,988



· 100

Donde:

𝑆𝑛𝑡𝑟 = Es la potencia aparente del transformador, para este caso son 1.600 kVA.

𝑆 = Es la potencia aparente máxima demandada por la instalación, 1.160,4 kVA.


cosϕ’’=0,953

En la siguiente tabla se muestra el rendimiento que tiene el transformador cuando la instalación se encuentra a plena demanda, además se calcula la reserva de potencia con respecto a la nominal del transformador de 1.600 kVA.

𝑆𝑛𝑡𝑟 (VA) 𝑆 (VA) Reserva (%) CARGA (%) cosϕ’’ Rendimiento Transformador 1.600kVA 1.600.000 1.160.365 27 72,52 0,953 98,9



3. JUSTIFICACIÓN DE POTENCIA DEMANDADA EN CT BOMBEO 400

Para calcular la potencia que se demandará al centro de transformación CT Bombeo 400, en primer lugar se justificará la potencia total a instalar y se ajustará la misma a través de los coeficientes de simultaneidad de los distintos estados posibles de funcionamiento. La demanda así ajustada se compensará mediante batería de condensadores para obtener la potencia aparente que se solicitará al transformador.

3.1. POTENCIA INSTALADA EN CT BOMBEO 400

El CT Bombeo 400 alimenta al Cuadro General de Baja Tensión (C.G.B.T. Bombeo 400) cuya potencia instalada se corresponde con el siguiente desglose:

CIRCUITO Potencia

Máxima(W) Potencia

Máxima(VA) Bomba 1A 30.240 35.576

Bomba 2A 30.240 35.576

Actuador Válvula B. 1S 3.000 3.614




C.3 Cantil 110.000 123.596

C.4 Cantil 110.000 123.596

T.F. Múltiple Bombeo 33.000 37.079

Alumbrado Sala Cuadros Bombeo 369 389

Alumbrado Cantil Sur 46.170 48.600 TOTAL 372.019 417.939




3.2. CÁLCULO DE LA SIMULTANEIDAD EN C.G.B.T. BOMBEO 400

Para el dimensionado del centro de transformación se realiza un estudio de la simultaneidad de los suministros que alimenta.

Los estados posibles son:

• Etapa 1 ó 2 bombeo: Funcionamiento de tres bombas tipo P o S. • Trabajo en dique. • Resto de operaciones.


Potencia Máxima (W) ETAPA 1 ó 2 TRABAJO EN

DIQUE RESTO

OPERACIONES Bomba 1A 30.240 0 1 0

Bomba 2A 30.240 0 1 0

Actuador Válvula B. 1S 3.000 1 0 0




C.3 Cantil 110.000 0,5 1 0,5

C.4 Cantil 110.000 0,5 1 0,5

T.F. Múltiple bombeo 33.000 1 0,33 1 Alumbrado Sala Cuadros Bombeo 369 1 1 1

Alumbrado Cantil Sur 46.170 1 1 1 TOTAL (W) 201.539 337.909 189.539



Potencia Máxima (VA) ETAPA 1 ó 2 TRABAJO EN

DIQUE RESTO

OPERACIONES Bomba 1A 35.576 0 1 0

Bomba 2A 35.576 0 1 0





C.3 Cantil 123.596 0,5 1 0,5

C.4 Cantil 123.596 0,5 1 0,5

T.F. Múltiple bombeo 37.079 1 0,33 1 Alumbrado Sala Cuadros Bombeo 389 1 1 1

Alumbrado Cantil Sur 48.600 1 1 1 TOTAL (VA) 223.504 378.743 209.048




Se observa que el estado más desfavorable es el de trabajo en dique con 378.743 VA de demanda.

3.3. COMPENSACIÓN DE REACTIVA EN C.G.B.T. BOMBEO 400

La potencia de compensación requerida para los distintos estados de funcionamiento y con un factor de potencia objetivo de 0,96 (valor superior al marcado en el RD 1164/2001, Art. 9.3 en el que se detalla el valor de 0,95 como el valor mínimo para el cual no se establece una penalización) se describe en la siguiente tabla:

ETAPA 1 ó 2 TRABAJO RESTO OPERACIONES

cosϕ= 0,902 0,892 0,907

Qsincompensar 96.622 171.067 88.036

Qobjetivo (cosϕ=0,96) 58.782 98.557 55.282

Qbatería_cálculo 37.840 72.510 32.754 Tabla 15 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

Los valores arriba indicados se corresponden con el siguiente glosario:

cosϕ: Factor de potencia sin compensar.

𝑐𝑜𝑠𝜑 =𝑃𝑆

Donde:

P: Potencia activa, en W.

S: Potencia aparente sin compensar, en VA.

Qsincompensar: Potencia reactiva sin compensar, en var.

Qsincompensar = S·senϕ

Qobjetivo (cosϕ=0,96): Potencia reactiva con objetivo de cosϕ=0,96, en var.

Qobjetivo (cosϕ=0,96) = P·tgϕ

Qbatería_cálculo: Potencia reactiva de cálculo para batería de condensadores, en var.

Qbatería_cálculo = Qsincompensar - Qobjetivo (cosϕ=0,96)

La batería de condensadores comercial a instalar será de 87.000 var, por lo tanto el factor de potencia final será:

cosϕ’’= 0,97

La potencia aparente de la instalación corregida en funcionamiento será de:

S=P/cosϕ’’= 348.210 VA



3.4. DETERMINACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CT BOMBEO 400 Y RENDIMIENTO PARA FUNCIONAMIENTO A MÁXIMA DEMANDA

La potencia comercial inmediata superior a la potencia prevista 348.210 VA, es la de un transformador de 400kVA con una reserva de potencia para posibles ampliaciones de un 13%.


400 kVA CARGA cosϕ = 1 cosϕ = 0,8

Rendimiento

100% 0,986 0,983 75% 0,988 0,985 50% 0,989 0,987 25% 0,988 0,985



· 100

Donde:

𝑆𝑛𝑡𝑟 = Es la potencia aparente del transformador, para este caso son 400 kVA.

𝑆 = Es la potencia aparente máxima demandada por la instalación, 348,2 kVA.


cosϕ’’=0,97

En la siguiente tabla se muestra el rendimiento que tiene el transformador cuando la instalación se encuentra a plena demanda, además se calcula la reserva de potencia con respecto a la nominal del transformador de 400 kVA.

𝑆𝑛𝑡𝑟 (VA) 𝑆 (VA) Reserva (%) CARGA (%) cosϕ’’ Rendimiento Transformador 400kVA 400.000 348.210 13 87,05 0,97 98,6



4. JUSTIFICACIÓN POTENCIA DEMANDADA EN CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA

La potencia suministrada desde la red de compañía al centro de seccionamiento y medida será la correspondiente a la simultaneidad de cargas correspondientes a cada estado de funcionamiento del dique.

La tabla siguiente muestra la simultaneidad de estados en los distintos centros de transformación.

ESTADOS INSTALACIÓN CT PUERTA CT BOMBEO 1600 CT BOMBEO 400 APERTURA PUERTA APERTURA TRABAJO RESTO OPERACIONES

ENTRADA EMBARCACIÓN ENTRADA TRABAJO RESTO OPERACIONES CIERRE PUERTA CIERRE TRABAJO RESTO OPERACIONES

VACIADO ETAPA 1 TRABAJO ETAPA 1 ETAPA 1 VACIADO ETAPA 2 TRABAJO ETAPA 2 ETAPA 2

TRABAJO EN DIQUE TRABAJO TRABAJO TRABAJO LLENADO DIQUE LLENADO TRABAJO RESTO OPERACIONES

Tabla 16

Con la tabla anterior y las tablas con la simultaneidad en cada caso y las potencias para cada uno de los centros de transformación, se obtiene la demanda en el centro de seccionamiento y medida:

Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

La potencia a contratar con la compañía suministradora es la que se produce en el vaciado etapa 2 con 1.526.360 W.

POTENCIA ACTIVA (W) CT PUERTA CT BOMBEO 1600 CT BOMBEO 400 TOTAL

APERTURA PUERTA 268.484 4.800 189.539 462.823 ENTRADA EMBARCACIÓN 218.434 4.800 189.539 412.773 CIERRE PUERTA 268.484 4.800 189.539 462.823 VACIADO ETAPA 1 218.434 961.029 201.539 1.381.002 VACIADO ETAPA 2 218.434 1.106.387 201.539 1.526.360 TRABAJO EN DIQUE 312.194 4.800 337.909 654.903 LLENADO DIQUE 333.434 4.800 189.539 527.773

Tabla 17



La potencia reactiva compensada en cada uno de los periodos es la que se indica en la siguiente tabla:

POTENCIA REACTIVA (var) CT PUERTA CT BOMBEO 1600 CT BOMBEO 400 TOTAL APERTURA PUERTA 34.945 3.600 1.036 39.581 ENTRADA EMBARCACIÓN 12.538 3.600 1.036 17.174 CIERRE PUERTA 34.945 3.600 1.036 39.581 VACIADO ETAPA 1 12.538 279.718 9.622 301.878 VACIADO ETAPA 2 12.538 349.790 9.622 371.951 TRABAJO EN DIQUE 48.411 3.600 84.067 136.078 LLENADO DIQUE 83.788 3.600 1.036 88.424 Tabla 18 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

El factor de potencia y la intensidad demandada en media tensión (20kV) de la instalación en cada uno de los estados de trabajo se muestra a continuación:

POTENCIA ACTIVA (W)

POTENCIA REACTIVA (var) cosϕ INTENSIDAD MT

(A) APERTURA PUERTA 462.823 39.581 1,00 13 ENTRADA EMBARCACIÓN 412.773 17.174 1,00 12 CIERRE PUERTA 462.823 39.581 1,00 13 VACIADO ETAPA 1 1.381.002 301.878 0,98 41 VACIADO ETAPA 2 1.526.360 371.951 0,97 45 TRABAJO EN DIQUE 654.903 136.078 0,98 19 LLENADO DIQUE 527.773 88.424 0,99 15 Tabla 19 Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados a la unidad.

Para la obtención de los datos de la tabla anterior se ha utilizado las siguientes fórmulas:

cosφ = arctg �𝑄𝑃�

𝐼𝑀𝑇 = 𝑃

√3 · 𝑈𝑛 · cosφ

Donde:

𝑈𝑛 = Tensión de línea en MT (20.000 V).

Q = Potencia reactiva compensada, en var.

P = Potencia activa, en W.



5. CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA 5.1. CÁLCULO DEL CORTOCIRCUITO EN EL PUNTO DE ENTRONQUE

En el punto de conexión a la red, la compañía distribuidora considera que la potencia de cortocircuito es de 555 MVA para la red de 20 kV.

Para el cálculo del cortocircuito se adoptará la norma UNE-EN 60909-0, por consiguiente se tienen en cuenta las hipótesis y método de cálculo que se lleva a cabo en la misma.

La intensidad de cortocircuito simétrica inicial 𝐼𝑘𝑄′′ en el punto de entronque se calcula como:

𝐼𝑘𝑄′′ = 𝑆𝑐𝑐

√3 · 𝑈𝑛= 16,02 𝑘𝐴

Donde:

𝑆𝑐𝑐 = Potencia de cortocircuito, valor facilitado por compañía, en MVA.

𝑈𝑛 = Tensión de línea de la red, en kV.

5.2. INTENSIDAD NOMINAL En la Tabla 19 se obtiene que la intensidad nominal máxima es 45 A, dicha intensidad

ocurre para la etapa 2 del vaciado del dique.

5.3. PROTECCIÓN CONTRA SOBRECARGAS Y CORTOCIRCUITOS

Al no haber transformadores en esta aplicación, no hay protección de transformador en MT o en BT.

En el caso de una posible ampliación se dispondrá del espacio suficiente para un transformador y la celda de protección del mismo.

La protección que si es necesaria es la que salvaguarda las líneas de media tensión de la instalación que abastecen a los tres centros de transformación propios además de poder desconectar la instalación de la red, de este modo la línea de la compañía puede seguir en servicio sin ser afectada por la instalación propia.

La protección general se acomete por los siguientes relés:

50F: Instantáneo de fase. Protege contra cortocircuitos entre fases.

51F: Sobrecarga de fase. Protege contra sobrecargas excesivas que pueden deteriorar la instalación.

50N: Instantáneo de tierra. Protege contra cortocircuitos fase tierra.

51N: Protege contra defectos altamente resistivos entre fase y tierra.



51G: Ultrasensible de protección a tierra, (51Ns).

Dada la potencia total de la instalación, 2400 kVA, el tipo de protección será un interruptor automático.

Las curvas de los relés son implementadas de la norma IEC 60255.

5.3.1. AJUSTE DE LOS RELÉS DE PROTECCIÓN DE FASE Y DE TIERRA 5.3.1.1. Ajuste de los relés de protección de fase:

Los valores de ajuste de los relés de protección de fase del interruptor general de la instalación estarán comprendidos entre los valores máximos proporcionados por la compañía suministradora y los valores de regulación de las protecciones de los centros de transformación aguas abajo.

5.3.1.1.1. Valores de ajustes máximos proporcionados por compañía:

Los valores máximos de regulación dados por compañía para los relés 50F y 51F son:

Relé 50F:

In = 1000 A.

T>> = 1 s.

Relé 51F:

In = 250 A.

Tipo de curva: Muy inversa (MI).

K = 0,3.

I> = 1,2.

La ecuación de la curva muy inversa es:

𝑡(𝑠) = 13,5 · 𝐾

� 𝐼𝐼𝑛 · 𝐼 >�

1− 1

Donde:

t(s) = Tiempo de disparo teórico para una falta.

I = Intensidad real circulando por la fase de mayor amplitud.

In = Intensidad nominal.

I> = Incremento de sobrecarga admisible.

K = Factor de curva.

I>> = Factor de intensidad de cortocircuito (instantáneo)

T>> = Tiempo de retardo de cortocircuito (instantáneo)



5.3.1.1.2. Valores de ajuste de los relés de la protección general:

El ajuste de dicha protección debe verificar que es más restrictiva que la protección de compañía y su curva de despeje de la falta debe estar por encima de las protecciones de los centros de transformación que alimenta.

Los parámetros de ajuste serán los siguientes:

• Potencia total del sistema a proteger:

S = SPUERTA + SB1600 + SB400 = 400 + 1600 + 400 = 2400 kVA

• Intensidad nominal:

𝐼𝑛 = 𝑆

√3 · 𝑈𝑛= 69 𝐴

Donde:

𝑆= Potencia total del sistema a proteger, en VA.

𝑈𝑛= Es la tensión nominal de la línea, 20.000 V.

• Se adopta el valor de sobrecarga del 20% como valor habitual dado para instalaciones de distribución.

𝐼𝑛 · 𝐼 > = 69 · 1,2 = 82,8 𝐴 • Se adopta la curva extremadamente inversa con el fin de estar por el lado de la

Seguridad del umbral máximo dado por la compañía.

El factor de curva (K) será de 1,3.

• El factor de intensidad de cortocircuito I>> se ajustará a 10. Al objeto de evitar el

disparo debido a la corriente magnetizante de los transformadores, siendo a su vez menor que la intensidad de cortocircuito mínima prevista en la línea (apartado 7.2.2).

𝐼𝑘2′′ = 9.990 𝐴 > 10 · 69 = 690 𝐴

• Temporización del instantáneo T>> se ajustará a 0,5 s.

La ecuación de la curva extremadamente inversa es:

𝑡(𝑠) = 80 · 𝐾

� 𝐼𝐼𝑛 · 𝐼 >�

2− 1



5.1.1.1.3. Curva magnetizante global de los transformadores:

Partiendo de las corrientes magnetizantes originadas en los distintos centros de transformación y estudiadas en los apartados correspondientes a cada uno de ellos (apartados: 8.4.1.2, 9.4.1.2, 10.4.1.2) se obtiene la curva resultante.

La ecuación de la corriente magnetizante para un transformador es:

𝑖𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ =𝑘𝑖 · 𝐼1𝑛𝑇𝑅

√2· 𝑒−

𝑡𝜏𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ

Donde:

𝑘𝑖 =𝑖𝑝𝑎𝑟𝑟𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒𝐼1𝑛𝑇𝑅

𝐼1𝑛𝑇𝑅 = Corriente asignada del primario de los transformadores.

𝑖𝑝𝑎𝑟𝑟𝑎𝑛𝑞𝑢𝑒 = Es la corriente de arranque de los transformadores.

𝜏𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ = (valores en tablas 1 y 2) constante de tiempo de amortiguamiento.

𝑘𝑖 = (valores en tablas 1 y 2) relación de arranque del transformador.

La magnetizante global será:

𝑖𝑔𝑙𝑜𝑏𝑎𝑙 = 𝑖𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ𝑃𝑈𝐸𝑅𝑇𝐴 + 𝑖𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ𝐵𝑂𝑀𝐵𝐸𝑂1600 + 𝑖𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ𝐵𝑂𝑀𝐵𝐸𝑂400

A continuación se representa las curvas de los relés calculados y la curva magnetizante global:

Gráfico 1

0,001

0,01

0,1

1

10

100

1000

10000

100 1000

t (s)

I (A)

AJUSTE INTERRUPTOR GENERAL

Ajuste Interruptor General Magnetizante Global Ajuste Compañía



5.3.1.2. Ajuste de los relés de protección homopolar:

Los valores de regulación de los relés de protección a tierra serán los facilitados por la compañía suministradora, siendo estos:

• Relé 50N:

In = 40 A

To>> = 0,4 s

• Relé 51N:

In = 10 A

Tipo de curva: Muy inversa (MI)

K = 0,2

Io> = 0,2

• Relé 51 G:

In = 2 A


K = 0,2

Io> = 0,2

5.4. TRANSFORMADORES DE LA CELDA DE MEDIDA

En este apartado se define los transformadores de intensidad y tensión que compondrán el equipo de medida, para ello atenderá a lo especificado en el capítulo VII de las Normas particulares de Sevillana ENDESA.

5.4.1. POTENCIA DEMANDADA POR LA INSTALACIÓN

En el apartado 4 (JUSTIFICACIÓN POTENCIA DEMANDADA EN CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA) se verificó que la potencia a contratar con la compañía suministradora sería de 1.526 kW.

5.4.2. PRECISIÓN DEL EQUIPO DE MEDIDA

Según la tabla del apartado 4.1.3 del capítulo VII de las Normas particulares de Sevillana ENDESA y para una potencia comprendida entre 450 kW y 10.000 kW, la clase de precisión de los transformadores de intensidad será de 0,5S y los transformadores de tensión de 0,5.



5.4.3. CALIBRE DEL EQUIPO DE MEDIDA

Según el apartado 4.1.11 del capítulo VII de las Normas particulares de Sevillana ENDESA, la intensidad de los transformadores de medida será de 30/5 A, dado que la potencia a contratar se encuentra comprendida entre los valores marcados en la tabla para este tipo de transformador y tensión nominal de la red.

Según el párrafo c) del apartado 4.1.5 de dicha norma la tensión nominal de los transformadores de tensión conectados a la red de 20 kV será de 22.000/√3 V.

5.5. DIMENSIONADO DEL EMBARRADO

Las celdas fabricadas han sido sometidas a ensayos para certificar los valores indicados en las placas de características, por lo que no es necesario realizar cálculos teóricos ni hipótesis de comportamiento de celdas.

5.5.1. COMPROBACIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE

La comprobación por densidad de corriente tiene por objeto verificar que el conductor indicado es capaz de conducir la corriente nominal máxima sin superar la densidad máxima posible para el material conductor. Esto, además de mediante cálculos teóricos, puede comprobarse realizando un ensayo de intensidad nominal, que con objeto de disponer de suficiente margen de seguridad, se considerará que es la intensidad del bucle, que en este caso es de 400 A.

Para las celdas del sistema CGM la certificación correspondiente que cubre el valor necesitado se ha obtenido con el protocolo 9901B026-AKLE-02 realizado por los laboratorios LABEIN en Vizcaya (España).

5.5.2. COMPROBACIÓN POR SOLICITACIÓN ELECTRODINÁMICA

La intensidad dinámica de cortocircuito se valora en aproximadamente 2,5 veces la intensidad eficaz de cortocircuito calculada en el apartado 5.1, por lo que:

𝐼𝑐𝑐 (𝑑𝑖𝑛) = 40,05 𝑘𝐴

Para las celdas del sistema CGM la certificación correspondiente que cubre el valor necesitado se ha obtenido con el protocolo GPS-98/01432 en el laboratorio de CESI en Italia.



5.5.3. COMPROBACIÓN POR SOLICITACIÓN TÉRMICA

La comprobación térmica tiene por objeto comprobar que no se producirá un calentamiento excesivo de la aparamenta por defecto de un cortocircuito. Esta comprobación se puede realizar mediante cálculos teóricos, pero preferentemente se debe realizar un ensayo según la norma correspondiente. En este caso, la intensidad considerada es la eficaz de cortocircuito, calculada en el apartado 5.1, cuyo valor es:

𝐼𝑐𝑐 = 16,02 𝑘𝐴


5.6. DIMENSIONADO DE LA VENTILACIÓN DEL CENTRO DE TRANSFORMACIÓN

El edificio empleado en esta aplicación ha sido homologado según los protocolos obtenidos en laboratorio LABEIN (Vizcaya - España):

· 92202-1-E, para ventilación de transformador de potencia hasta 1000 kVA

La evacuación del calor generado en el interior del Centro de Seccionamiento y Medida se efectuará según lo indicado en la MIE RAT-14 apartado 3.3 mediante un sistema de ventilación natural, para ello la ubicación de las rejas de ventilación se diseñan procurando que la circulación de aire haga un barrido sobre la posición del transformador.

5.6.1. COMPROBACIÓN DE VENTILACIÓN NATURAL El caudal de aire necesario para disipar las pérdidas del transformador es:

𝑄𝑎 =𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜

𝑐𝑝 · 𝜌 · ∆𝑇

Donde: 𝑄𝑎 = Caudal de aire, en m3/h 𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = Pérdidas totales en transformador, Pérdidas en el cobre (𝑃𝐶𝑢) más las

perdidas en el hierro (𝑃𝐹𝑒). En W. 𝑐𝑝 = Calor específico del aire seco, 1,0046 kJ/(kg·K). 𝜌 = Densidad del aire seco a 35oC y 1 atm, 1,146 kg/m3 ∆𝑇 = Diferencia de temperaturas admisible entre el aire del exterior y el interior, (15oC) Para el cálculo de las pérdidas totales del transformador se estima un rendimiento a

plena carga del transformador del 98%, factor de potencia 1 y un transformador de hasta 400 kVA el que se instalaría en un futuro.

𝜂 =𝑃

𝑃 + 𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜



Donde:

𝑃 = Es la potencia activa a plena carga del transformador y factor de potencia 1. (400 kW)

Por lo tanto las pérdidas en el transformador son:

𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = 𝑃 �1𝜂− 1� = 6,09 𝑊

El caudal de aire necesario es:

𝑄𝑎 = 0,35 𝑚3/𝑠

La sección neta mínima de salida es:

𝑆𝑠 =𝑄𝑎𝑣𝑠

= 0,93 𝑚2

La velocidad de salida se calcula como:

𝑣𝑠 = 4,6 ·√𝐻∆𝑇

= 0,376 𝑚/𝑠

Donde:

𝑣𝑠= velocidad a la salida del aire, en m/s.

∆𝑇 = Diferencia de temperaturas admisible entre el aire del exterior y el interior, (15oC).

𝐻= Diferencia de cotas entre la entrada y la salida del aire (1,5m según diseño del

fabricante).

Dado que la salida dispone de una rejilla, la sección total mínima será:

𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛 =𝑆𝑠

1 − 𝑘𝑣= 1,33 𝑚2

Donde:

𝑘𝑣 = Coeficiente de ocupación de la rejilla, 0,3 según fabricante.

𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛 = Sección mínima de la rejilla de salida, en m2.

Por lo tanto la condición que se debe cumplir para que la ventilación no sea forzada es:

𝑆𝑡 ≥ 𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛



Donde:

𝑆𝑡 = Superficie Total de la rejilla de salida del Centro de seccionamiento y medida (2 rejillas de 900x762 mm y otra de 1360x762 mm). La superficie de salida de la entrada es de las mismas dimensiones.

La superficie de salida (𝑆𝑡) adoptada por el fabricante es superior a la necesaria (𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛) para que la ventilación del centro de seccionamiento y medida albergara un transformador de 400 kVA.

5.7. DIMENSIONADO DEL POZO APAGAFUEGOS

Se dispone de un foso de recogida de aceite de 600 l de capacidad para el futuro transformador cubierto de grava para la absorción del fluido y para prevenir el vertido del mismo hacia el exterior y minimizar el daño en caso de fuego.

5.8. CÁLCULO DE LAS INSTALACIONES DE PUESTA A TIERRA

5.8.1. INVESTIGACIÓN DE LAS CARACTERÍSTICAS DEL TERRENO

Según la investigación previa del terreno donde se instalará este Centro de Seccionamiento y Medida, se ha medido una resistividad de 60 Ω·m.

5.8.2. DETERMINACIÓN DE LAS CORRIENTES MÁXIMAS DE PUESTA A TIERRA Y DEL TIEMPO MÁXIMO DE LA ELIMINACIÓN DEL DEFECTO

La intensidad de defecto a tierra suministrada por la compañía es de 1000 A para una red subterránea, siendo el tiempo de desconexión de un segundo (apartado 6.1 del capítulo IV de las Normas Particulares de Sevillana ENDESA).

𝐼𝑐𝑐 𝑚𝑎𝑥|𝑡𝑖𝑒𝑟𝑟𝑎 = 𝑈𝑛

√3 · �𝑅𝑛2 + 𝑋𝑛2=

20.000√3 · √122 + 02

= 962,25 𝐴 ≈ 1000 𝐴

Donde:

La compañía realiza una conexión con una impedancia limitadora (12 Ω) de reactancia prácticamente nula.

La ecuación corresponde a régimen de neutro a tierra.

𝑈𝑛= Tensión compuesta de servicio de la red, en V.

𝑅𝑛 = Es la Resistencia de puesta a tierra del neutro de la red, en Ω.

𝑋𝑛= Es la Reactancia de puesta a tierra del neutro de la red, en Ω.



5.8.3. DISEÑO PRELIMINAR DE LA INSTALACIÓN DE TIERRA

El diseño preliminar de la instalación de puesta a tierra se realiza basándose en las configuraciones tipo presentadas en el anejo II del método de cálculo de instalaciones de puesta a tierra de UNESA. Además estará de acuerdo con la forma y dimensiones del Centro de Seccionamiento y Medida.

5.8.4. CÁLCULO DE LA RESISTENCIA DEL SISTEMA DE PUESTA A TIERRA

Características de la red de alimentación:

• Tensión de servicio: Un = 20 kV

• Limitación de la intensidad a tierra:

Idmax = 1.000 A

Características del terreno:

• Resistividad de tierra ρo = 60 Ω · m

• Resistividad del hormigón ρ′o = 3.000 Ω · m

Para evitar que la sobretensión que aparece al producirse un defecto en el aislamiento del circuito de alta tensión, deteriore los elementos de baja tensión del centro de seccionamiento y medida (en el caso de instalación de un futuro transformador), el electrodo de puesta a tierra debe tener un efecto limitador, de forma que la tensión de defecto (𝑉𝑑) sea inferior a la que soportan dichas instalaciones (𝑉𝑏𝑡).

Así pues:

𝑉𝑑 = 𝑅𝑡 · 𝐼𝑑

𝑉𝑏𝑡 ≥ 𝑉𝑑

Siendo:

𝑉𝑑= Tensión de defecto, en V.

𝑉𝑏𝑡 = Tensión soportada a frecuencia industrial por la instalación de baja tensión, en V.

𝑅𝑡 = Resistencia del electrodo, en Ω.

𝐼𝑑 = Intensidad de defecto, en A.



Donde:

𝐼𝑑 = 𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥

𝑉𝑏𝑡 = 10.000 𝑉, por recomendación UNESA.

Operando la resistencia total de puesta a tierra preliminar es:

𝑅𝑡 = 10 𝛺

Se selecciona el electrodo tipo que cumple el requisito de tener un Kr más cercana inferior o igual a la calculada para este caso.

Valor unitario de resistencia de puesta a tierra del electrodo:

𝐾𝑟 ≤ 𝑅𝑡𝜌𝑜

Donde:

𝑅𝑡 = Resistencia total de puesta a tierra, en Ω

𝜌𝑜 = Resistividad del terreno, en Ω·m

𝐾𝑟 = Parámetro de resistencia del electrodo, en Ω /(Ω·m)

Se obtiene:

𝐾𝑟 ≤ 0,1667

La configuración adecuada para este caso tiene las siguientes propiedades:

• Configuración seleccionada: 5/42 • Geometría del sistema: Picas alineadas • Distancia entre picas: 3 m • Profundidad del electrodo horizontal: 0,5 m • Número de picas: cuatro • Longitud de las picas: 2 m



Parámetros característicos del electrodo:

• De la resistencia Kr = 0,104 Ω /(Ω·m) • De la tensión de paso Kp = 0,0184 V /(Ω·m)·(A) • De la tensión de contacto Kc = 0 V /(Ω·m)·(A)

El valor real de la resistencia de puesta a tierra del edificio será:

𝑅𝑡′ = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 0,104 · 60 = 𝟔,𝟐𝟒 𝛀

Donde:

𝐾𝑟 = Parámetro de resistencia del electrodo Ω /(Ω·m)

𝜌𝑜 = Resistividad del terreno en Ω·m

La intensidad de defecto real:

𝐼𝑑′ =𝑈𝑛

√3 · �(𝑅𝑛 + 𝑅𝑡′)2 + 𝑋𝑛2=

20.000

√3 · �(12 + 6,24)2 + 02= 𝟔𝟑𝟑 𝑨

La tensión de defecto vendrá dada por:

𝑉𝑑′ = 𝑅𝑡′ · 𝐼𝑑′ = 6,24 · 633 = 𝟑𝟗𝟓𝟎,𝟑 𝐕

Donde:

𝑅𝑡′ = Resistencia total de puesta a tierra, en Ω

𝐼𝑑′ = Intensidad de defecto, en A.

𝑉𝑑′ = Tensión de defecto en V.



5.8.5. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL INTERIOR DE LA INSTALACIÓN

Adoptando las medidas de seguridad adicionales, no es preciso calcular las tensiones de paso y contacto en el interior en los edificios de maniobra interior, ya que éstas son prácticamente nulas.

5.8.5.1. Medidas de seguridad adicionales para evitar tensiones de contacto:

Para que no aparezcan tensiones de contacto exteriores ni interiores, se adoptarán las siguientes medidas de seguridad:

• Las puertas y rejillas metálicas que dan al exterior del edificio no tendrán contacto eléctrico con masas conductoras susceptibles de quedar a tensión debido a defectos o averías.

• En el piso del Centro de Transformación se instalará un mallazo cubierto por una capa de hormigón de 10 cm, conectado a la puesta a tierra del mismo.

• En el caso de instalar las picas en hilera, se dispondrán alineadas con el frente del edificio.

La tensión de paso en el acceso será igual al valor de la tensión máxima de contacto siempre que se disponga de una malla equipotencial conectada al electrodo de tierra.

𝑉𝑐′ = 𝐾𝑐 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ ≈ 0 𝑉

Donde:

𝐾𝑐 = Parámetro de tensión de contacto exterior, en V /(Ω·m)·(A)


𝐼𝑑′ = Intensidad de defecto, en A

𝑉𝑐′ = Tensión de paso en el acceso V

En este caso, al estar las picas alineadas frente a los accesos al Centro de Seccionamiento y Medida paralelas a la fachada, la tensión de paso en el acceso será prácticamente nula por lo que no se considera.



5.8.6. CÁLCULO DE LAS TENSIONES DE PASO EN EL EXTERIOR DE LA INSTALACIÓN

Adoptando las medidas de seguridad adicionales, no es preciso calcular las tensiones de contacto en el exterior de la instalación, ya que éstas serán prácticamente nulas.

Tensión de paso en el exterior:

𝑉𝑝′ = 𝐾𝑝 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 0,012 · 60 · 705 = 𝟔𝟗𝟖,𝟖 𝐕

Donde:

𝐾𝑝 = Parámetro de tensión de paso máxima, en V /(Ω·m)·(A)

𝜌𝑜= Resistividad del terreno, en Ω·m


5.8.7. CÁLCULO DE LAS TENSIONES APLICADAS

La tensión máxima admisible de paso exterior que pueden aparecer en una instalación se calculan como:

𝑉𝑝 =10 · 𝐾𝑡𝑛

· �1 +6 · 𝜌𝑜1.000

� = 𝟏𝟎𝟔𝟕,𝟔 𝐕

Donde:

t = (1 s) Es el tiempo total de la duración del defecto proporcionado por compañía. K = (78,5) Coeficiente característico del relé que despeja la falta según MIE-RAT 13. n = (0,18) Coeficiente característico del relé que despeja la falta según MIE-RAT 13. 𝜌𝑜 = (60 Ω·m) Resistividad del terreno. La tensión de paso en el acceso al edificio:

𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐) =10 · 𝐾𝑡𝑛

· �1 +3 · 𝜌𝑜 + 3 · 𝜌𝑜′

1.000 � = 𝟕𝟗𝟗𝟏,𝟑 𝐕

Donde:

t = (1 s) Es el tiempo total de la duración del defecto proporcionado por compañía. K = (78,5) Coeficiente característico del relé que despeja la falta según MIE-RAT 13. n = (0,18) Coeficiente característico del relé que despeja la falta según MIE-RAT 13. 𝜌𝑜 = (60 Ω·m) Resistividad del terreno. 𝜌𝑜′ = (3.000 Ω·m) Resistividad del hormigón.



5.8.8. VERIFICACIÓN DE QUE LOS VALORES ADMISIBLES ESTÁN POR ENCIMA DE LOS VALORES CALCULADOS PARA EL CENTRO DE SECCIONAMIENTO Y MEDIDA

Tensión de paso en el exterior del centro:

𝑉𝑝′ = 698,8 𝑉 < 𝑉𝑝 = 1067,6 𝑉

Tensión de paso en el acceso al centro:

𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐)′ = 0 𝑉 < 𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐) = 7991,3 𝑉

Tensión de defecto:

𝑉𝑑′ = 3950,3 𝑉 < 𝑉𝑏𝑡 = 10.000 𝑉

Intensidad de defecto real (𝐼𝑑′ ): debe ser superior al arranque de las protecciones (𝐼𝑎) y menor al defecto a tierra máximo admisible 𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥.

𝐼𝑎 = 40 𝐴 < 𝐼𝑑′ = 633 𝐴 < 𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥 = 1.000 𝐴

5.8.9. INVESTIGACIÓN DE LAS TENSIONES TRANSFERIBLES AL EXTERIOR

Para garantizar que el sistema de tierras de protección no transfiera tensiones al sistema de tierra de servicio, evitando así que afecten a los usuarios, debe establecerse una separación entre los electrodos más próximos de ambos sistemas, siempre que la tensión de defecto supere los 1000V, en este caso la tensión de defecto es 3950,3 V.

La distancia mínima de separación entre los sistemas de tierras viene dada por la expresión:

𝐷 =𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′

2.000𝜋= 𝟔,𝟎𝟒 𝐦

Donde:



𝐷 = Distancia mínima de separación, en m



5.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL FUTURO TRANSFORMADOR

Se conectará el neutro del futuro transformador al sistema de tierras con las siguientes características:

• Identificación: 5/22 (según método UNESA) • Geometría: alineadas • Número de picas: 2 • Longitud entre picas: 2 m • Profundidad de las picas: 0,5 m

Los parámetros según esta configuración de tierras son:

Kr = 0,201 Ω /(Ω·m) Kc = 0,0392 V /(Ω·m)·(A)

𝑅𝐵 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 12,06 𝛺

Para mantener los sistemas de puesta a tierra de protección y de servicio independientes, la puesta a tierra del neutro se realizará con cable aislado de 0,6/1 kV, protegido con tubo de PVC de grado de protección 7 como mínimo, contra daños mecánicos.



6. LÍNEAS DE MEDIA TENSIÓN 6.1. ENTRONQUE EN LÍNEA DE MEDIA TENSION COMPAÑÍA

En el punto de entronque de media tensión, la compañía tiene instalado un cable del tipo AL RH5Z1 de sección 240mm2.

En los apartados siguientes se verificará que dicho cable se encuentra protegido frente a los cortocircuitos esperados en el centro de seccionamiento y medida, además de cumplir el criterio por densidad de corriente según la ITC-LAT 06.

La caída de tensión no se calculará ya que el incremento de la longitud (9 m aproximadamente) de la misma no es significativo.

6.1.1. CÁLCULO DE LA SECCIÓN POR INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO

El cable instalado por compañía es AL VOLTALENE H COMPACT 18/30 kV de 240 mm2, dicho cable será el utilizado para la acometida del centro de seccionamiento y medida.

El cortocircuito previsto en el punto de enganche es de 16 kA con un tiempo de despeje de la falta de 1 s, valor facilitado por Sevillana ENDESA.

El defecto a tierra de la red subterránea es de 1.000 A con un tiempo de despeje de 1 s, valor facilitado por la compañía suministradora.

El tiempo máximo admisible para el cortocircuito esperado se obtiene mediante:

𝑡𝑐𝑐 =(𝐾 · 𝑆)2

𝐼𝑐𝑐2

Icc : corriente de cortocircuito, en A. S: sección del conductor, en mm2. K: coeficiente que depende de la naturaleza del conductor. Para el aluminio es de 94. tcc : duración del cortocircuito, en segundos (0,1 ≤ tcc ≤ 5 s)

CONDUCTOR:

Sección (mm2) Icc previsto (kA) Tiempo despeje (s) Tiempo máximo admisible (s) Verificación

240 16 1 1,98 CUMPLE Tabla 20

La intensidad máxima admisible durante un segundo para la pantalla es facilitada por el fabricante (PRYSMIAN).

PANTALLA:

Sección (mm2) Defecto a tierra previsto (A)

Tiempo despeje (s)

Intensidad máxima admisible cc durante 1 s (A) Verificación

16 1.000 1 3.440 CUMPLE Tabla 21



6.1.2. CRITERIO DE LA SECCIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE

Se cumplirá la ITC-LAT 06 del Reglamento sobre condiciones técnicas y garantías de

seguridad en líneas eléctricas de alta tensión.

La intensidad de diseño se calcula mediante la siguiente expresión:

𝐼𝑑𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 =𝑆

𝑈𝑛 · √3= 69,3 𝐴

Donde: S = Potencia total en transformadores, en VA. Un = Tensión de línea, en V. El método de instalación es bajo tubo soterrado. El tipo de aislamiento XLPE. La intensidad máxima admisible para el conductor de 240mm2 se toma de la tabla 12

de la ITC-LAT 06.

Los factores de corrección son extraídos de:

• Tabla 7, Factor de corrección, F, para temperatura del terreno distinta de 25oC • Tabla 8, Factor de corrección para resistividad térmica del terreno distinta a 1,5 K.m/W • Tabla 9, Resistividad térmica del terreno en función de su naturaleza y humedad • Tabla 10, Factor de corrección por distancia entre ternos o cables tripolares • Tabla 11, Factor de corrección para profundidades de instalación distintas de 1m

6.1.2.1. Factor de corrección, F, para temperatura de terreno distinta de 25oC:

La temperatura del terreno es de 25oC por lo tanto el factor será 1.

6.1.2.2. Factor de corrección para resistividad térmica del terreno distinta a

1,5 K.m/W:

De la tabla 9 se obtiene que la resistividad para un terreno poco húmedo es de 0,85 K.m/W. Además para una instalación de cables en interior de tubos enterrados y una sección de 240mm2 el factor de corrección es 1,135.

6.1.2.3. Factor de corrección por distancia entre ternos o cables tripolares:

Los cables se disponen bajo tubos con una separación de 0,2m y el número de ternos de la zanja serán de dos. El factor es 0,83.

6.1.2.4. Factor de corrección para profundidades de instalación distintas de 1m:

La profundidad será de un metro, por lo tanto el factor de corrección es 1.



6.1.2.5. Factor de corrección total:

El factor de corrección total es de:

Ftotal 240mm2 = 1·1,135·0,83·1=0,94205

En la siguiente tabla se muestran los resultados obtenidos para el cable con los factores de corrección y la intensidad de diseño.

Sección (mm2)

Intensidad de diseño (A) Ftotal

Intensidad

admisible según fabricante (A)

Intensidad admisible cable (A)

Verificación

240 69,3 0,93790 320 301 CUMPLE Tabla 22



6.2. LÍNEA DE DISTRIBUCIÓN EN MEDIA TENSIÓN

Se calculará la línea de distribución en media tensión por los criterios de cortocircuito, densidad de corriente y caída de tensión para el conductor del tipo AL RH5Z1 cuyo aislamiento, atendiendo a lo descrito en la tabla 2 de la ITC-LAT 06 para una red de categoría A y para una tensión nominal de 20 kV, será de 12/20 kV.

6.2.1. CÁLCULO DE LA SECCIÓN POR INTENSIDAD DE CORTOCIRCUITO

La intensidad de cortocircuito simétrica inicial 𝐼𝑘𝑄′′ en el centro de seccionamiento y medida se calcula como:


√3 · 𝑈𝑛= 16 𝑘𝐴

Donde:

𝑆𝑐𝑐 = Potencia de cortocircuito, valor facilitado por compañía, 555 MVA.

𝑈𝑛 = Tensión de línea de la red, 20 kV.

El defecto a tierra de la red subterránea es de 1.000 A con un tiempo de despeje de 1 s, (capítulo 4 apartado 6.1, Normas particulares de Sevillana ENDESA).

El cable a instalar será AL VOLTALENE H COMPACT 12/20 kV.

CONDUCTOR:

Sección (mm2) Icc previsto (kA) Tiempo despeje (s) Tiempo máximo admisible (s) Verificación

95 16 0,5 0,31 NO CUMPLE 150 16 0,5 0,77 CUMPLE

Tabla 23

El tiempo de despeje (0,5 s) es el que se obtuvo en el apartado 5.3.1.1.2.

El tiempo máximo admisible para el cortocircuito esperado se obtiene mediante:

𝑡𝑐𝑐 =(𝐾 · 𝑆)2

𝐼𝑐𝑐2

Icc : corriente de cortocircuito, en A. S: sección del conductor, en mm2. K: coeficiente que depende de la naturaleza del conductor. Para el aluminio es de 94. tcc : duración del cortocircuito, en segundos (0,1 ≤ tcc ≤ 5 s)

PANTALLA:

Sección (mm2) Defecto a tierra previsto (A)

Tiempo despeje (s)

Intensidad máxima admisible cc durante 1 s (A) Verificación

16 1.000 1 3.440 CUMPLE Tabla 24

La intensidad máxima admisible durante un segundo para la pantalla es facilitada por el fabricante (PRYSMIAN).



Según el criterio de cortocircuito la sección que cumple es la de 150 mm2.

6.2.2. CRITERIO DE LA SECCIÓN POR DENSIDAD DE CORRIENTE

Se cumplirá la ITC-LAT 06 del Reglamento sobre condiciones técnicas y garantías de seguridad en líneas eléctricas de alta tensión para el cable tipo AL RH5Z1 para la sección de 150 mm2.

La intensidad de diseño se calcula mediante la siguiente expresión:

𝐼𝑑𝑖𝑠𝑒ñ𝑜 =𝑆

𝑈𝑛 · √3= 69,3 𝐴

Donde: S = Potencia total en transformadores, en VA. Un = Tensión de línea, en V. El método de instalación es bajo tubo soterrado. El tipo de aislamiento XLPE. La intensidad máxima admisible para el conductor de 150mm2 se toma de la tabla 12

de la ITC-LAT 06.

Los factores de corrección son extraídos de:

• Tabla 7, Factor de corrección, F, para temperatura del terreno distinta de 25oC • Tabla 8, Factor de corrección para resistividad térmica del terreno distinta a 1,5

K.m/W • Tabla 9, Resistividad térmica del terreno en función de su naturaleza y humedad • Tabla 10, Factor de corrección por distancia entre ternos o cables tripolares • Tabla 11, Factor de corrección para profundidades de instalación distintas de 1m

6.2.2.1. Factor de corrección, F, para temperatura de terreno distinta de 25oC:

La temperatura del terreno es de 25oC por lo tanto el factor será 1.

6.2.2.2. Factor de corrección para resistividad térmica del terreno distinta a

1,5 K.m/W:

De la tabla 9 se obtiene que la resistividad para un terreno poco húmedo es de 0,85 K.m/W. Además para una instalación de cables en interior de tubos enterrados y una sección de 150mm2 el factor de corrección es 1,13.

6.2.2.3. Factor de corrección por distancia entre ternos o cables tripolares:

Los cables se disponen bajo tubos con una separación de 0,2m y el número máximos de ternos de la zanja serán de dos, tramo que comparte la línea principal con la línea de refuerzo. El factor es 0,83.



6.2.2.4. Factor de corrección para profundidades de instalación distintas de 1m:

La profundidad será de un metro, por lo tanto el factor de corrección es 1.

6.2.2.5. Factor de corrección total:

El factor de corrección total es de:

Ftotal 150mm2 = 1·1,13·0,83·1=0,93790

En la siguiente tabla se muestran los resultados obtenidos para el cable con los

factores de corrección y la intensidad de diseño.

Sección (mm2)

Intensidad de diseño (A) Ftotal

Intensidad

admisible según fabricante (A)

Intensidad admisible cable (A)

Verificación

150 69,3 0,94205 245 230 CUMPLE Tabla 25

6.2.3. CRITERIO DE LA SECCIÓN POR CAÍDA DE TENSIÓN

El valor de la impedancia de la línea de 150 mm2 se extrae del apartado 7.1.3.3 para la

temperatura de 105oC:

En la siguiente tabla se muestra a que letra corresponde la posición de cada centro.

POSICIÓN LETRA Centro de seccionamiento y medida A CT Puerta B CT Bombeo 1600 C CT Bombeo 400 D

Tabla 26

Tabla de impedancias de las líneas de media tensión a 105oC:

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) AC 320 0,0818 0,0358 0,0818 + j 0,0358 AB 420 0,1074 0,0470 0,1074 + j 0,0470 BC 760 0,1944 0,0851 0,1944 + j 0,0851 ACB 1080 0,2762 0,1209 0,2762 + j 0,1209 ABC 1180 0,3018 0,1321 0,3018 + j 0,1321 CD 20 0,0051 0,0022 0,0051 + j 0,0022

Tabla 27

La situación de máxima caída de tensión se produce cuando se utiliza la línea de refuerzo, planteándose dos posibilidades de trazado que a continuación se describen:

Para los cálculos de caída de tensión se han utilizado las siguientes fórmulas:

∆𝑈(𝑉) = 𝐿 · 𝐼 · √3 · �(𝑅𝐿 · cos𝜑) + (𝑋𝐿 · sen𝜑)�



La caída de tensión expresada en tanto por ciento es:

∆𝑈(%) =∆𝑈(𝑉)𝑈𝑛

Donde:

𝐿= Longitud de la línea, en Km.

𝐼= Intensidad, en A.

𝑅𝐿= Resistencia de la línea, en Ω/Km.

𝑋𝐿= Reactancia de la línea, en Ω/Km.

𝑈𝑛= Tensión de la línea, en V.

Trazado 1: ABCD

TRAMO I (A) L (m) Sección (mm2) cosϕ R(Ω) X(Ω) ∆V (V) ∆V (%) Acumulado Total (%)

AB 69,3 420 150 0,96 0,1074 0,0470 5,860 2,93·10-4 1,09·10-3 BC 57,7 760 150 0,96 0,1944 0,0851 15,991 8·10-4

CD 11,5 20 150 0,96 0,0051 0,0022 0,002 1,11·10-7 Tabla 28

Trazado 2: A(CD)B

TRAMO I (A) L (m) Sección (mm2) cosϕ R(Ω) X(Ω) ∆V (V) ∆V (%) Acumulado Total (%)

A(CD) 69,3 320 150 0,96 0,0818 0,0358 3,402 1,7·10-4 3,30·10-4

CB 11,5 760 150 0,96 0,1944 0,0851 3,198 1,6·10-4 Tabla 29

Se verifica que el trazado 1 (ABCD) es el de mayor caída de tensión. 6.2.4. SECCIÓN ADOPTADA EN LÍNEAS DE DISTRIBUCIÓN DE MEDIA TENSIÓN

La sección adoptada para las líneas de distribución en media tensión que abastecen a los tres centros de transformación será de 150 mm2 ya que es la que cumple con los criterios de cortocircuito, densidad de corriente y caída de tensión.



7. CORTOCIRCUITO MÍNIMO EN LA RED DE MEDIA TENSIÓN PARTICULAR

7.1. IMPEDANCIAS DE LA RED, TRANSFORMADORES Y LINEAS DE MEDIA TENSIÓN

7.1.1. IMPEDANCIA DE LA RED

La intensidad de cortocircuito simétrica inicial 𝐼𝑘𝑄′′ en el punto de entronque se calcula como:


√3 · 𝑈𝑛= 16,02 𝑘𝐴

Donde:

𝑆𝑐𝑐 = Potencia de cortocircuito, valor facilitado por compañía, en MVA.


La impedancia equivalente 𝑍𝑄de la red será:

𝑍𝑄 = 𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛√3 · |𝐼𝑘𝑄′′ |

= 0,7928 𝛺

Donde:

𝑐𝑚𝑎𝑥 = Factor de tensión, para 20 kV, (véase tabla 1 UNE-EN 60909-0).


|𝐼𝑘𝑄′′ | = Módulo de la intensidad de cortocircuito simétrica inicial, en kA.

Los valores de resistencia y reactancia se calculan como sigue:

Dado que no se conoce con precisión el valor de resistencia de la red en la norma anteriormente descrita se indica que se puede considerar:

𝑅𝑄 = 0,1 · 𝑋𝑄

Dado que:

𝑍𝑄 = ��𝑅𝑄�2 + �𝑋𝑄�

2

Se obtiene que:

𝑋𝑄 = 0,995 · 𝑍𝑄

Resultando:

𝑅𝑄 = 0,07888 𝛺

𝑋𝑄 = 0,78883 𝛺



Por lo tanto la impedancia de la red es:

𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 𝟎,𝟎𝟕𝟖𝟖𝟖 + 𝒋 𝟎,𝟕𝟖𝟖𝟖𝟑 𝜴

7.1.2. IMPEDANCIA TRANSFORMADORES

7.1.2.1. Impedancia transformador 400 kVA:

Tal como se indica en la norma UNE-EN 60909-0, las impedancias de cortocircuito de secuencia directa de los transformadores de dos devanados, se pueden calcular a partir de los datos asignados del transformador, como sigue:

𝑍𝑇 =𝑢𝑘𝑟

100%·𝑈𝑟𝑇2

𝑆𝑟𝑇

𝑅𝑇 =𝑢𝑅𝑟

100%·𝑈𝑟𝑇2

𝑆𝑟𝑇

𝑋𝑇 = �𝑍𝑇2 − 𝑅𝑇2

Donde, para el cálculo de la impedancia del lado de baja tensión, se tomarán:

𝑈𝑟𝑇 = Es la tensión asignada del transformador en el lado baja tensión, en V.

𝑆𝑟𝑇 = Es la potencia aparente asignada al transformador, en VA.

𝑢𝑘𝑟= Es la tensión de cortocircuito en tanto por ciento a la corriente asignada.

𝑢𝑅𝑟 = Es la componente resistiva en tanto por ciento de la tensión de cortocircuito.

Los datos del transformador serán:

• 𝑆𝑟𝑇= 400.000 VA • 𝑢𝑘𝑟 = 4% (CT158 Schneider, y cumple con la norma UNE 21428-1) • 𝑢𝑅𝑟 = 1%

Aplicando dichos valores se obtiene:

𝑍𝑇 =4

100·

4002

400.000= 0,016 𝛺

𝑅𝑇 =1

100·

4002

400.000= 0,004 𝛺

𝑋𝑇 = �0,0162 − 0,0042 = 0,01549 𝛺

Por lo tanto la impedancia resulta:



𝑍𝑇 = 0,004 + 𝑗 0,01549 𝛺

Adicionalmente a la impedancia calculada anteriormente, la norma UNE-EN 60909-0 dispone que se le añada un factor de corrección (𝐾𝑇):

𝑍𝑇𝐾 = 𝐾𝑇 · 𝑍𝑇

Donde

𝑍𝑇 = 𝑅𝑇 + 𝑗𝑋𝑇

𝐾𝑇 = 0,95 ·𝑐𝑚𝑎𝑥

1 + 0,6𝑥𝑇

La reactancia relativa del transformador 𝑥𝑇 = 𝑋𝑇 (𝑈𝑟𝑇2 𝑆𝑟𝑇⁄ )⁄ y el factor de tensión 𝑐𝑚𝑎𝑥 de la tabla 1, está relacionado con la tensión nominal de la red conectada al lado de baja tensión del transformador.

𝑥𝑇 = 0,01549 (4002 400.000⁄ ) = 3,87 · 10−8⁄

𝐾𝑇 = 0,95 ·1

1 + 0,6 · 3,87 · 10−8= 0,95

Finalmente la impedancia del transformador visto desde el lado de baja tensión queda como:

𝑍𝑇𝐾 = 𝟎,𝟎𝟎𝟑𝟖+ 𝐣 𝟎,𝟎𝟏𝟒𝟕 𝛀

Para el cálculo de la impedancia homopolar del transformador, se adopta el criterio seguido en la norma UNE-21239-4 referente a relación entre la reactancia del transformador y su homopolar ( 𝑋0𝑇𝐾 = 0,95 · 𝑋𝑇𝐾).

𝑍0𝑇𝐾 = 𝟎,𝟎𝟎𝟒 + 𝐣 𝟎,𝟎𝟏𝟒𝟎 𝛀

7.1.2.2. Impedancia transformador 1600 kVA:

Tal como se indica en la norma UNE-EN 60909-0, las impedancias de cortocircuito de secuencia directa de los transformadores de dos devanados, se pueden calcular a partir de los datos asignados del transformador, como sigue:

𝑍𝑇 =𝑢𝑘𝑟

100%·𝑈𝑟𝑇2

𝑆𝑟𝑇

𝑅𝑇 =𝑢𝑅𝑟

100%·𝑈𝑟𝑇2

𝑆𝑟𝑇

𝑋𝑇 = �𝑍𝑇2 − 𝑅𝑇2

Donde, para el cálculo de la impedancia del lado de baja tensión, se tomaran:

𝑈𝑟𝑇 = Es la tensión asignada del transformador en el lado baja tensión, en V.



𝑆𝑟𝑇 = Es la potencia aparente asignada al transformador, en VA.

𝑢𝑘𝑟= Es la tensión de cortocircuito en tanto por ciento a la corriente asignada.

𝑢𝑅𝑟 = Es la componente resistiva en tanto por ciento de la tensión de cortocircuito.

Los datos del transformador serán:

• 𝑆𝑟𝑇= 1.600.000 VA • 𝑢𝑘𝑟 = 6% (según UNE 21428-1) • 𝑢𝑅𝑟 = 1%

Aplicando dichos valores se obtiene:

𝑍𝑇 =6

100·

6902

1.600.000= 0,01785 𝛺

𝑅𝑇 =1

100·

6902

1.600.000= 0,00298 𝛺

𝑋𝑇 = �0,0162 − 0,0042 = 0,01760 𝛺

Por lo tanto la impedancia resulta:

𝑍𝑇 = 0,00298 + 𝑗 0,01760 𝛺

Adicionalmente a la impedancia calculada anteriormente, la norma UNE-EN 60909-0 dispone que se le añada un factor de corrección (𝐾𝑇):

𝑍𝑇𝐾 = 𝐾𝑇 · 𝑍𝑇

Donde

𝑍𝑇 = 𝑅𝑇 + 𝑗𝑋𝑇

𝐾𝑇 = 0,95 ·𝑐𝑚𝑎𝑥

1 + 0,6𝑥𝑇

La reactancia relativa del transformador 𝑥𝑇 = 𝑋𝑇 (𝑈𝑟𝑇2 𝑆𝑟𝑇⁄ )⁄ y el factor de tensión 𝑐𝑚𝑎𝑥 de la tabla 1, está relacionado con la tensión nominal de la red conectada al lado de baja tensión del transformador.

𝑥𝑇 = 0,01549 (6902 1.600.000⁄ ) = 5,92 · 10−8⁄

𝐾𝑇 = 0,95 ·1

1 + 0,6 · 5,92 · 10−8= 0,95



Finalmente la impedancia del transformador visto desde el lado de baja tensión queda como:

𝑍𝑇𝐾 = 𝟎,𝟎𝟎𝟐𝟖𝟑 + 𝐣 𝟎,𝟎𝟏𝟔𝟕𝟐 𝛀

Para el cálculo de la impedancia homopolar del transformador, se adopta el criterio seguido en la norma UNE-21239-4 referente a relación entre la reactancia del transformador y su homopolar ( 𝑋0𝑇𝐾 = 0,95 · 𝑋𝑇𝐾).

𝑍0𝑇𝐾 = 𝟎,𝟎𝟎𝟐𝟖𝟑+ 𝐣 𝟎,𝟎𝟏𝟓𝟖𝟗 𝛀

7.1.3. IMPEDANCIAS LÍNEAS MEDIA TENSIÓN

La impedancia de cortocircuito de una línea 𝑍𝐿 = 𝑅𝐿 + 𝑗 𝑋𝐿 se puede calcular a partir de los datos del conductor, tales como la sección transversal y las distancias entre ejes de los conductores.

El cable de media tensión es el siguiente: VOLTALENE H COMPACT, 12/20kV

Se calcularán dos valores de impedancias para dicho cable, uno a una temperatura de 20oC y el otro a 105oC.

7.1.3.1. Resistencia del cable 150 mm2:

La resistividad del aluminio a 20oC es:

ρ20= 0,0285 Ω·mm2/m

Para el cálculo de la resistividad a 105 o se utiliza la siguiente fórmula:

ρϴ= ρ20 [1 + α (ϴ-20)]

Donde: ρϴ= resistividad del conductor a la temperatura ϴ en Ω·mm2/m. ρ20= resistividad del conductor a 20o en Ω·mm2/m (=1/56 para Cu y 1/35 para Al) α= coeficiente de variación de resistencia específica por temperatura del conductor en

oC-1 (0,00392 para Cu y 0,00403 para Al) Sustituyendo se obtiene:

ρAl105=0,0383586 Ω·mm2/m

Para el cálculo de la resistencia se utiliza la expresión:

𝑅𝐿 =𝜌 · 𝐿𝑆

Donde: ρ = Resistividad del conductor en Ω·mm2/m. L = Longitud del conductor en m.



S = Sección del conductor en mm2.

7.1.3.2. Reactancia cable 150mm2:

El cálculo de la reactancia inductiva de la línea de media tensión se realiza con la siguiente expresión:

𝐿 = [4,6 · log(𝑎 𝑟⁄ ) + 0,5] · 10−4 [𝐻 𝑘𝑚⁄ ]

Donde:

a = distancia entre ejes de los conductores, en mm.

r = radio de conductor, en mm.

Para el cálculo de la reactancia se utiliza la expresión:

𝑋𝐿 = 2 · 𝜋 · 𝜔 · 𝑙 · 𝐿

Donde:

𝜔 = Es la frecuencia de la red, (50 Hz).

𝑙 = Es la longitud de la línea, en km.

𝐿 = Es la inductancia, en H.

7.1.3.3. Impedancia resultante cable 150mm2:

Partiendo de los datos calculados anteriormente para la resistencia y la reactancia se componen los valores de impedancias de los distintos tramos y temperatura.

En la siguiente tabla se muestra a que letra corresponde la posición de cada centro.

Tabla de impedancias de las líneas de media tensión a 20oC:

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) AC 320 0,0610 0,0358 0,0610 + j 0,0358 AB 420 0,0800 0,0470 0,0800 + j 0,0470 BC 760 0,1448 0,0851 0,1448 + j 0,0851 ACB 1080 0,2057 0,1209 0,2057 + j 0,1209 ABC 1180 0,2248 0,1321 0,2248 + j 0,1321 CD 20 0,0038 0,0022 0,0038 + j 0,0022

Tabla 30



Tabla impedancias de las líneas de media tensión a 105oC:

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) AC 320 0,0818 0,0358 0,0818 + j 0,0358 AB 420 0,1074 0,0470 0,1074 + j 0,0470 BC 760 0,1944 0,0851 0,1944 + j 0,0851 ACB 1080 0,2762 0,1209 0,2762 + j 0,1209 ABC 1180 0,3018 0,1321 0,3018 + j 0,1321 CD 20 0,0051 0,0022 0,0051 + j 0,0022

Tabla 31

7.2. CÁLCULO DEL CORTOCIRCUITO MÍNIMO EN LA LÍNEA DE MEDIA TENSIÓN PARTICULAR

Para el cálculo del cortocircuito mínimo se atenderá al tramo de mayor impedancia que es la que se produce con el funcionamiento de la línea de refuerzo, siendo éste el formado por los tramos ABCD.

Impedancia de la red:

El valor calculado en el apartado 7.1.1 es:

𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 0,07888 + 𝑗 0,78883 𝛺

Impedancia del tramo considerado para 105oC:

Valor calculado en la Tabla 31 :

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) ABC 1180 0,3018 0,1321 0,3018 + j 0,1321 CD 20 0,0051 0,0022 0,0051 + j 0,0022 ABCD 1200 0,3069 0,1343 0,3069 + j 0,1343

Tabla 32



7.2.1. CORTOCIRCUITO MÍNIMO TRIFÁSICO

El cálculo del cortocircuito mínimo trifásico está basado en la ecuación 29 de la norma UNE-EN 60909-0:

𝐼𝑘′′ =𝑐𝑚𝑖𝑛 · 𝑈𝑛

√3�𝑅𝑘2 + 𝑋𝑘2= 11,54 𝑘𝐴

Donde:

𝑅𝑘 = 𝑅𝑄 + 𝑅𝐿105𝑜𝐶 = 0,3858 𝛺

𝑋𝑘 = 𝑋𝑄 + 𝑋𝐿 = 0,9232 𝛺

𝑐𝑚𝑖𝑛 = 1 (según tabla 1 UNE-EN 60909-0).

𝑈𝑛= 20 kV (Tensión de línea).

7.2.2. Cortocircuito mínimo bifásico:

Según la ecuación 45 de la UNE-EN 60909 el cortocircuito bifásico viene dado por:

𝐼𝑘2′′ =√32𝐼𝑘′′ = 9,99 𝑘𝐴



8. CENTRO DE TRANSFORMACION BOMBEO 1600 kVA

8.1. INTENSIDAD EN MEDIA TENSIÓN

Para el cálculo de la intensidad en media tensión se utiliza la potencia demandada por el centro de bombeo según el estado de funcionamiento del mismo.

Dado que:

𝐼𝑝 =𝑃

√3 · 𝑈𝑝 · cos𝜑

Donde:

𝑃= Potencia activa demandada, en W.

𝑈𝑝 = Tensión en el primario del transformador, 20.000 V.

𝐼𝑝 = Intensidad en el primario, en A.

Se obtienen los siguientes resultados:

8.2. INTENSIDAD DE BAJA TENSIÓN

Para el cálculo de la intensidad en baja tensión se utiliza la potencia demandada por el centro de bombeo según el estado de funcionamiento del mismo.

Dado que:

𝐼𝑠 =𝑃

√3 · 𝑈𝑠 · cos𝜑

Donde:


𝑈𝑠 = Tensión en el primario del transformador, 690 V.

𝐼𝑠 = Intensidad en el secundario, en A.

POTENCIA ACTIVA POTENCIA ACTIVA (W)

POTENCIA REACTIVA (var) cosϕ 𝑰𝒑 (A)

APERTURA PUERTA 4.800 3.600 0,800 0,2 ENTRADA EMBARCACIÓN 4.800 3.600 0,800 0,2 CIERRE PUERTA 4.800 3.600 0,800 0,2 VACIADO ETAPA 1 961.029 279.718 0,960 28,9 VACIADO ETAPA 2 1.106.387 349.790 0,953 33,5 TRABAJO EN DIQUE 4.800 3.600 0,800 0,2 LLENADO DIQUE 4.800 3.600 0,800 0,2

Tabla 33




8.3. CORTOCIRCUITOS

Los cálculos de cortocircuito se realizan mediante la norma UNE-EN 60909-0 adoptando todas las hipótesis realizadas en la misma.

8.3.1. CORTOCIRCUITO MÁXIMO MEDIA TENSIÓN

Para el cálculo del cortocircuito máximo se atenderá al tramo de menor impedancia que es el que se produce en el estado normal de funcionamiento, siendo éste el formado por el tramo AC.

Los valores de las impedancias necesarias para el cálculo de los cortocircuitos son:



𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 0,07888 + 𝑗 0,78883 𝛺

Impedancia del tramo considerado para 20oC:

Valor calculado en la Tabla 30:

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) AC 320 0,0610 0,0358 0,0610 + j 0,0358

Impedancia del transformador lado baja tensión:

Valor calculado en apartado 7.1.2.2:

𝑍𝑇𝐾 = 0,00283 + 𝑗 0,01672 𝛺


POTENCIA REACTIVA (var) cosϕ 𝑰𝒔 (A)

APERTURA PUERTA 4.800 3.600 0,800 5,0 ENTRADA EMBARCACIÓN 4.800 3.600 0,800 5,0 CIERRE PUERTA 4.800 3.600 0,800 5,0 VACIADO ETAPA 1 961.029 279.718 0,960 837,5 VACIADO ETAPA 2 1.106.387 349.790 0,953 970,9 TRABAJO EN DIQUE 4.800 3.600 0,800 5,0 LLENADO DIQUE 4.800 3.600 0,800 5,0

Tabla 34



8.3.2. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO MEDIA TENSIÓN

El cálculo del cortocircuito máximo trifásico está basado en la ecuación 29 de la norma UNE-EN 60909-0:

𝐼𝑘𝐶′′ =𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇 = 𝟏𝟓,𝟏𝟖 𝐤𝐀

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇 = 𝑍𝑄 + 𝑍𝐿(𝐴𝐶)20𝑜𝐶

Donde:

𝑐𝑚𝑎𝑥= Es el factor de tensión, para 20 kV, (tabla 1 UNE-EN 60909-0).


𝑍𝑒𝑞𝐶 = Es la impedancia equivalente en C (lado MT de CT Bombeo 1600), en Ω.

8.3.2.1. Contribución de los motores al cc aguas arriba del transformador:

Según el apartado 3.8.2 de la norma UNE-EN 60909-0 “Los motores de media y baja tensión que están conectados de dos devanados a la red en la que ocurre el cortocircuito, se pueden despreciar en el cálculo de las corrientes de cortocircuito, para una falta en el punto de conexión, si:”

∑𝑃𝑟𝑀∑𝑆𝑟𝑇

≤0,8

�𝑐 · 100 · ∑𝑆𝑟𝑇√3 · 𝑈𝑛𝑄 · 𝐼𝑘𝑄′′

− 0,3�

Donde Punto Q: Se encuentra aguas arriba del transformador. ∑𝑃𝑟𝑀= (3·424 kW) es la suma de las potencias activas asignadas de los motores de

media y baja tensión que se consideran. ∑𝑆𝑟𝑇= (1600 kVA) es la suma de las potencias aparentes asignadas de todos los

transformadores, a través de los cuales los motores están alimentados directamente. 𝐼𝑘𝑄′′ = 𝐼𝑘𝐶′′ = (15,18 kA) es la corriente de cortocircuito simétrica inicial en el punto de

conexión Q sin la contribución de los motores. 𝑈𝑛𝑄=(20 kV) es la tensión nominal del sistema en el punto de conexión Q. 𝑐 = (1,1) factor de tensión según tabla 1. Sustituyendo valores se obtiene:

0,795 ≤ 2,69

Por lo tanto se desprecia la aportación de los motores de las bombas al cortocircuito aguas arriba del transformador.



8.3.3. CORTOCIRCUITO MÁXIMO LADO DE BAJA TENSIÓN


𝐼𝑘𝐶′′′′ =

𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐶′′𝐵𝑇 = 22,19 𝑘𝐴

Para el cálculo de cortocircuito máximo del lado de baja tensión la impedancia equivalente será, la impedancia en C (lado MT) más la impedancia del transformador ambos vistos desde el lado de baja tensión (C’’, punto en el secundario del transformador).

𝑍𝑒𝑞𝐶′′𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐶𝐵𝑇 + 𝑍𝑇𝐾 = 0,00299 + 𝑗 0,01771 𝛺

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐶𝐵𝑇 =𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇

𝑟𝑡2

𝑟𝑡 = 𝑈𝑛𝑝 𝑈𝑛𝑠 =

200,69

= 28,99�

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐶𝐵𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de BT del transformador.

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de MT del transformador, (apartado 8.3.2).

𝑍𝑇𝐾 = Impedancia del transformador visto desde el secundario, (apartado 7.1.2.2).

𝑟𝑡 = Relación de transformación.

𝑐𝑚𝑎𝑥= Es el factor de tensión, para 0,69 kV, (véase tabla 1 UNE-EN 60909-0).

8.3.3.1. Contribución de los motores al cc aguas abajo del transformador:

Según el apartado 3.8.1 de la norma UNE-EN 60909-0 “La contribución de los motores asíncronos en sistemas de potencia de baja tensión, a la corriente de cortocircuito 𝐼𝑘𝑀′′ , se puede despreciar si no es superior al 5% de la corriente de cortocircuito simétrica inicial 𝐼𝑘′′calculada sin motores.

Dado que en el apartado 13.6.1.1, el porcentaje de contribución de las bombas en el

Cuadro General de Baja Tensión de Bombeo 1600 (C.G.B.T. B 1600) es mayor al 5%, no se puede despreciar y hay que calcular la contribución de las mismas en el punto C’’ ( secundario transformador).

La contribución de las bombas que se calcularán es para el grupo de mayor potencia. La contribución de las bombas en el punto C’’ se calculará como:

𝐼𝑘𝑀𝐶′′′′ =

𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛𝐵𝑇

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝑀𝐶′′

𝑍𝑒𝑞𝑀𝐶′′ = 𝑍𝑀 + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀)



Donde: 𝐼𝑘𝐶𝑀′′′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de una bomba en el punto C’’,

en kA. 𝑐𝑚𝑎𝑥 = Factor de tensión máximo para la tensión de 690 V, (tabla 1 UNE-EN 60909-0). 𝑈𝑛𝐵𝑇 = Tensión en el lado de baja, en kV. 𝑍𝑒𝑞𝑀𝐶′′ = Impedancia equivalente de una bomba y las líneas desde el CT a la misma en

C’’, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) = Impedancia de la línea de CT Bombeo 1600 a C.G.B.T Bombeo 1600, apartado 13.5.1.1, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = Impedancia de la línea de C.G.B.T Bombeo 1600 a bomba tipo S, apartado 13.5.1.1, en Ω.

𝑍𝑀 = Impedancia del motor asíncrono de la bomba tipo S, apartado 13.5.3.1, en Ω.

8.3.3.2. Intensidad de cortocircuito en C’’ con contribución de las bombas:

Una vez calculado el cortocircuito sin contribución 𝐼𝑘𝐶′′′′ y la aportación de los motores

𝐼𝑘𝑀𝐶′′′′ ; el cortocircuito en dicho punto con la contribución se calcula como:

𝐼𝑘𝐶′′𝑐𝑜𝑛′′ = 𝐼𝑘𝐶′′

′′ + 𝐼𝑘𝑀1𝑠𝐶′′′′ + 𝐼𝑘𝑀2𝑠𝐶′′

′′ + 𝐼𝑘𝑀3𝑠𝐶′′′′ = 𝟑𝟏,𝟎𝟒 𝐤𝐀

Donde:

𝐼𝑘𝐶′′𝑐𝑜𝑛′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial prevista con contribución de

las bombas en el punto C’’, en kA.

𝐼𝑘𝐶′′′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial sin aportación en C’’, en kA.

𝐼𝑘𝑀𝑗𝑠𝐶′′′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de una bomba S, en kA.



8.3.4. CORTOCIRCUITO MÍNIMO LADO BAJA TENSIÓN


𝐼𝑘𝐶′′′′ =

𝑐𝑚𝑖𝑛 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐶′′𝐵𝑇 = 20,89 𝑘𝐴

Para el cálculo de cortocircuito mínimo del lado de baja tensión la impedancia equivalente será, la impedancia en C (lado MT) para la configuración de mayor impedancia (tramo ABC), más la impedancia del transformador, ambos vistos desde el lado de baja tensión (C’’, punto en el secundario del transformador).

𝑍𝑒𝑞𝐶′′𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐶𝐵𝑇 + 𝑍𝑇𝐾 = 0,0033 + 𝑗 0,0178 𝛺

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐶𝐵𝑇 =𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇

𝑟𝑡2


200,69

= 28,99�

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇 = 𝑍𝑄 + 𝑍𝐿(𝐴𝐵𝐶)105𝑜𝑀𝑇 = 0,00327 + j 0,0178

𝑍𝑄= Impedancia de la red, (apartado 7.1.1).

𝑍𝐿(𝐴𝐵𝐶)105𝑜𝑀𝑇 = Impedancia de la línea (ABC) en el lado de MT, (Tabla 31).

𝑍𝑒𝑞𝐶𝐵𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de BT del transformador.

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑀𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de MT del transformador.



𝑐𝑚𝑖𝑛= Es el factor de tensión, para 0,69 kV, (véase tabla 1 UNE-EN 60909-0).

El cálculo del cortocircuito mínimo bifásico está basado en la ecuación 45.

𝐼𝑘2′′ 𝐵𝑇 =√32𝐼𝑘′′ = 18,09 𝑘𝐴

Dicha intensidad visto desde el primario será:

𝐼𝑘2′′ 𝑀𝑇 =𝐼𝑘2′′ 𝐵𝑇

𝑟𝑡= 624 𝐴




La protección del transformador se realiza por medio de una celda de interruptor automático, que proporciona todas las protecciones al transformador, bien sea por sobrecargas, faltas a tierra o cortocircuitos, gracias a la presencia de los siguientes relés:

50F: Instantáneo de fase. Protege contra cortocircuitos entre fases.

51F: Sobrecarga de fase. Protege contra sobrecargas excesivas que pueden deteriorar la instalación.

50N: Instantáneo de tierra. Protege contra cortocircuitos fase tierra.

51N: Protege contra defectos altamente resistivos entre fase y tierra.

51G: Ultrasensible de protección a tierra, (51Ns).

49T: Disparo del relé DGPT2, (Temperatura del dieléctrico, presión en la cuba y detección de gases).

Dado que la potencia del transformador es de 1600 kVA, el tipo de protección será un interruptor automático.

8.4.1. AJUSTE DE LOS RELÉS DE PROTECCIÓN DE FASE Y DE TIERRA

8.4.1.1. Ajuste de los relés de protección de fase:

Los valores de ajuste de los relés de protección de fase del interruptor automático del transformador de 1600 kVA, serán aquellos que permitan la selectividad con el interruptor general en el Centro de Seccionamiento y Medida y con el interruptor de protección de baja tensión aguas abajo del transformador.

Para el cálculo de la regulación se atenderán los siguientes puntos:

• Potencia total del sistema a proteger:

𝑆𝐵1600 = 1600 𝑘𝑉𝐴


𝐼𝑛 = 𝑆𝐵1600√3 · 𝑈𝑛

= 46,2 𝐴

Donde: 𝑆𝐵1600 = Potencia total del sistema a proteger, en VA.



𝑈𝑛= Es la tensión nominal de la línea de MT, 20.000 V.

• Se adopta el valor de sobrecarga del 30% como valor habitual dado para instalaciones de distribución.

𝐼𝑛 · 𝐼 > = 46,2 · 1,3 = 60 𝐴 • Se adopta la curva extremadamente inversa.


• El factor de intensidad de cortocircuito I>> se ajustará a 12. Al objeto de evitar el

disparo debido a la corriente magnetizante de los transformadores, siendo a su vez menor que la intensidad de cortocircuito mínima prevista en el lado de baja tensión del transformador (apartado 8.3.4).

𝐼𝑘2′′ = 624 𝐴 > 12 · 46,2 = 552 𝐴

• Temporización del instantáneo T>> se ajustará a 0,3 s siendo un tiempo inferior para

el despeje de la falta que el de la protección general (apartado 5.3.1.1.2 ).


𝑡(𝑠) = 80 · 𝐾

� 𝐼𝐼𝑛 · 𝐼 >�

2− 1

8.4.1.2. Curva magnetizante del transformador:



√2· 𝑒−


Donde:




𝜏𝑖𝑛𝑟𝑢𝑠ℎ = (valores en tablas 1 y 2)

𝑘𝑖 = (valores en tablas 1 y 2)



8.4.1.3. Protección lado BT:

La protección del lado de baja tensión será mediante un interruptor automático del tipo NS 1600H Micrologic 2.0 como se indica en el apartado 13.7

8.4.1.4. Selectividad protección transformador:

En el siguiente gráfico se muestra las curvas de las protecciones General de la instalación y del transformador de 1600 kVA además de la curva de la corriente magnetizante y la protección de baja tensión, todos ellos visto desde el lado de media tensión.

Gráfico 2



• Relé 50N:

In = 25 A

To>> = 0,3 s

• Relé 51N:

In = 10 A

0,001

0,01

0,1

1

10

100

1000

10000

50 500

t(s)

I (A)

AJUSTE INTERRUPTOR TRANSFORMADOR 1600 kVA

Protección BT Ajuste Compañía

Magnetizante Transformador 1600 kVA Ajuste Interruptor Transformador 1600 kVA

Ajuste Interruptor General

100 1000




K = 0,2

Io> = 0,2

• Relé 51 G:

In = 2 A


K = 0,2

Io> = 0,2







La intensidad dinámica de cortocircuito se valora en aproximadamente 2,5 veces la intensidad eficaz de cortocircuito calculada en el apartado 8.3.2, por lo que:






La comprobación térmica tiene por objeto comprobar que no se producirá un calentamiento excesivo de la aparamenta por defecto de un cortocircuito. Esta comprobación se puede realizar mediante cálculos teóricos, pero preferentemente se debe realizar un ensayo según la norma correspondiente. En este caso, la intensidad considerada es la eficaz de cortocircuito, calculada en el apartado 8.3.2, cuyo valor es:

𝐼𝑐𝑐 = 15,18 𝑘𝐴




• 99827-1-E, para ventilación de transformador de potencia hasta 1600 kVA

La evacuación del calor generado en el interior del Centro de Transformación para Bombeo de 1.600 kVA, se efectuará según lo indicado en la MIE RAT-14 apartado 3.3 mediante un sistema de ventilación natural, para ello la ubicación de las rejas de ventilación se diseñan procurando que la circulación de aire haga un barrido sobre la posición del transformador.



𝑐𝑝 · 𝜌 · ∆𝑇


perdidas en el hierro (𝑃𝐹𝑒). En W. 𝑐𝑝 = Calor específico del aire seco, 1,0046 kJ/(kg·K). 𝜌 = Densidad del aire seco a 35oC y 1 atm, 1,146 kg/m3 ∆𝑇 = Diferencia de temperaturas admisible entre el aire del exterior y el interior, (15oC) Para estimar las pérdidas se considerará que el transformador trabaja a plena potencia

y factor de carga 1, por lo tanto, el rendimiento será del 98,5% según el fabricante.

𝜂 =𝑃




Donde:



𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = 𝑃 �1𝜂− 1� = 24,36 𝑊


𝑄𝑎 = 1,4 𝑚3/𝑠



= 3,23 𝑚2


𝑣𝑠 = 4,6 ·√𝐻∆𝑇

= 0,43 𝑚/𝑠

Donde:



𝐻= Diferencia de cotas entre la entrada y la salida del aire (2 m según diseño del

fabricante).

Dado que la salida dispone de una rejilla, la sección total será:


1 − 𝑘𝑣= 4,61 𝑚2

Donde:







Donde:

𝑆𝑡 = Superficie Total de la rejilla de salida del CT Bombeo 1600, 2 rejillas de 900x762 mm y otra de 1360x762 mm. La superficie de salida de la entrada es de las mismas dimensiones.

La superficie de salida (𝑆𝑡) adoptada por el fabricante es inferior a la necesaria (𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛) para que la ventilación no sea forzada, por lo tanto el centro de transformación debe disponer de ventiladores de extracción que aseguren un caudal superior a 1,4 m3/s calculado anteriormente. Además al emplear la ventilación forzada, ésta dispondrá de dispositivo de parada automática para su actuación en caso de incendio, según MIE RAT -14.


Al no haber transformadores de aceite como refrigerante, no es necesaria la existencia de pozos apagafuegos.







√3 · �𝑅𝑛2 + 𝑋𝑛2=

20.000√3 · √122 + 02

= 962,25 𝐴 ≈ 1000 𝐴

Donde:









El diseño preliminar de la instalación de puesta a tierra se realiza basándose en las configuraciones tipo presentadas en el anejo II del método de cálculo de instalaciones de puesta a tierra de UNESA. Además estará de acuerdo con la forma y dimensiones del Centro de Transformación.



• Tensión de servicio: 𝑈𝑛 = 20 𝑘𝑉


𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥 = 1.000 𝐴


• Resistividad de tierra 𝜌𝑜 = 60 𝛺 · 𝑚

• Resistividad del hormigón 𝜌′𝑜 = 3.000 𝛺 · 𝑚

Para evitar que la sobretensión que aparece al producirse un defecto en el aislamiento del circuito de alta tensión, deteriore los elementos de baja tensión del Centro de Transformación, el electrodo de puesta a tierra debe tener un efecto limitador, de forma que la tensión de defecto (𝑉𝑑) sea inferior a la que soportan dichas instalaciones(𝑉𝑏𝑡).

Así pues:



Siendo:







Donde:




𝑅𝑡 = 10 𝛺




Donde:




Se obtiene:

𝐾𝑟 ≤ 0,1667


• Configuración seleccionada: 50-30/5/42 • Geometría del sistema: Anillo rectangular • Distancia de la red: 5,0 x 3,0 m • Profundidad del electrodo horizontal: 0,5 m • Número de picas: cuatro • Longitud de las picas: 2 m




• De la resistencia Kr = 0,093 Ω /(Ω·m) • De la tensión de paso Kp = 0,021 V /(Ω·m)·(A) • De la tensión de contacto Kc = 0,0461 V /(Ω·m)·(A)


𝑅𝑡′ = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 0,093 · 60 = 𝟓,𝟓𝟖 𝛀

Donde:





√3 · �(𝑅𝑛 + 𝑅𝑡′)2 + 𝑋𝑛2=

20.000

√3 · �(12 + 5,58)2 + 02= 657 𝐴


𝑉𝑑′ = 𝑅𝑡′ · 𝐼𝑑′ = 5,58 · 657 = 𝟑𝟔𝟔𝟓,𝟏 𝐕

Donde:







Para que no aparezcan tensiones de contacto exteriores ni interiores, se adaptan las siguientes medidas de seguridad:






La tensión de paso en el acceso será igual al valor de la tensión máxima de contacto siempre que se disponga de una malla equipotencial conectada al electrodo de tierra según la fórmula:

𝑉𝑐′ = 𝐾𝑐 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 𝟏𝟖𝟏𝟕,𝟑 𝐕

Donde:








𝑉𝑝′ = 𝐾𝑝 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 0,021 · 60 · 657 = 𝟖𝟐𝟕,𝟖 𝐕

Donde:









· �1 +6 · 𝜌𝑜1.000

� = 𝟏𝟎𝟔𝟕,𝟔 𝐕

Donde:



· �1 +3 · 𝜌𝑜 + 3 · 𝜌𝑜′

1.000 � = 𝟕𝟗𝟗𝟏,𝟑 𝐕

Donde:




𝑉𝑝′ = 827,8 𝑉 < 𝑉𝑝 = 1067,6 𝑉


𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐)′ = 1817,3 𝑉 < 𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐) = 7991,3 𝑉


𝑉𝑑′ = 3665,1 𝑉 < 𝑉𝑏𝑡 = 10.000 𝑉


𝐼𝑎 = 25 𝐴 < 𝐼𝑑′ = 657 𝐴 < 𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥 = 1.000 𝐴







2.000𝜋= 𝟔,𝟐𝟕 𝐦

Donde:




8.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL TRANSFORMADOR Se conectará el neutro del transformador al sistema de tierras con las siguientes

características:



Kr = 0,201 Ω /(Ω·m) Kc = 0,0392 V /(Ω·m)·(A)

𝑅𝐵 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 12,06 𝛺




9. CENTRO DE TRANSFORMACION BOMBEO 400 kVA


Para el cálculo de la intensidad en media tensión se utiliza la potencia demandada por el centro de bombeo según el estado de funcionamiento del mismo.

Dado que:

𝐼𝑝 =𝑃


Donde:






Para el cálculo de la intensidad en baja tensión se utiliza la potencia demandada por el centro de bombeo según el estado de funcionamiento del mismo.

Dado que:

𝐼𝑠 =𝑃


Donde:






APERTURA PUERTA 337.909 84.067 0,970 10,1 ENTRADA EMBARCACIÓN 337.909 84.067 0,970 10,1 CIERRE PUERTA 337.909 84.067 0,970 10,1 VACIADO ETAPA 1 201.539 9.622 0,999 5,8 VACIADO ETAPA 2 201.539 9.622 0,999 5,8 TRABAJO EN DIQUE 337.909 84.067 0,970 10,1 LLENADO DIQUE 337.909 84.067 0,970 10,1




9.3. CORTOCIRCUITOS



Para el cálculo del cortocircuito máximo se atenderá al tramo de menor impedancia que es el que se produce en el estado normal de funcionamiento, siendo éste el formado por el tramo ACD.




𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 0,07888 + 𝑗 0,78883 𝛺

Impedancia del tramo considerado (ACD) para 20oC:

Valores calculados en la Tabla 30:

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) AC 320 0,0610 0,0358 0,0610 + j 0,0358 CD 20 0,0038 0,0022 0,0038 + j 0,0022 ACD 340 0,0648 0,0380 0,0648 + j 0,0380


Valor calculado en apartado7.1.2.1:

𝑍𝑇𝐾 = 0,0038 + j 0,0147 Ω








𝐼𝑘𝐷′′ =𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐷𝑀𝑇 = 𝟏𝟓,𝟏𝟑 𝐤𝐀

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑀𝑇 = 𝑍𝑄 + 𝑍𝐿(𝐴𝐶𝐷)20𝑜𝐶

Donde:



𝑍𝑒𝑞𝐷 = Es la impedancia equivalente en D (lado MT de CT Bombeo 400), en Ω.




≤0,8

�𝑐 · 100 · ∑𝑆𝑟𝑇√3 · 𝑈𝑛𝑄 · 𝐼𝑘𝑄′′

− 0,3�

Donde Punto Q: Se encuentra aguas arriba del transformador. ∑𝑃𝑟𝑀= (2·33 kW) es la suma de las potencias activas asignadas de los motores de

media y baja tensión que se consideran. ∑𝑆𝑟𝑇= (400 kVA) es la suma de las potencias aparentes asignadas de todos los


conexión Q sin la contribución de los motores. 𝑈𝑛𝑄= (20 kV) es la tensión nominal del sistema en el punto de conexión Q. 𝑐 = (1,1) factor de tensión según tabla 1. Sustituyendo valores se obtiene:

0,165 ≤ 3,58

Por lo tanto se desprecia la aportación de los motores de las bombas al cortocircuito aguas arriba del transformador.




El cálculo del cortocircuito máximo trifásico está basado en la ecuación 29 de

la norma UNE-EN 60909-0:

𝐼𝑘𝐷′′′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐷′′𝐵𝑇 = 14,87 𝑘𝐴

Para el cálculo de cortocircuito máximo del lado de baja tensión la impedancia equivalente será, la impedancia en D (lado MT) más la impedancia del transformador ambos vistos desde el lado de baja tensión (D’’, punto en el secundario del transformador).

𝑍𝑒𝑞𝐷′′𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐷𝐵𝑇 + 𝑍𝑇𝐾 = 0,00386 + 𝑗 0,01505 𝛺

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐷𝐵𝑇 =𝑍𝑒𝑞𝐷𝑀𝑇

𝑟𝑡2


200,4

= 50�

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐷𝐵𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de BT del transformador.

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑀𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de MT del transformador, (apartado 9.3.2).



𝑐𝑚𝑎𝑥= Es el factor de tensión, para 0,4 kV, (véase tabla 1 UNE-EN 60909-0).



Dado que en el apartado 12.6.1.1 el porcentaje de contribución de las bombas en el

Cuadro General de Baja Tensión de Bombeo 400 (C.G.B.T. B 400) es inferior al 5%, se puede despreciar la contribución de las bombas en puntos aguas arriba al C.G.B.T. B 400.


La protección del transformador se realiza por medio de una celda de interruptor con fusibles. La protección contra las sobrecargas se realiza por medio del relé 51F, además de una sonda DGPT2 (Temperatura del dieléctrico, presión en la cuba y detección de gases).





Para el proceso de cálculo de los parámetros de protección se atenderán los siguientes puntos:

• Determinar el calibre del fusible necesario, el fabricante recomienda el fusible de 25

A de la marca SIBA y del tipo HHD, con lo que se comprobará para dicha instalación: Para determinar el calibre del fusible se debe cumplir con: 1. El poder de corte máximo (I1) debe ser mayor al cortocircuito máximo esperado

en el punto de instalación del fusible (𝐼𝑘𝐷′′ ). Para este caso:

𝐼1 = 63 𝑘𝐴 > 15,13 𝑘𝐴 = 𝐼𝑘𝐷′′ 2. La corriente mínima de corte (I3) debe estar por debajo de las corrientes de

cortocircuito a despejar. 𝐼3 = 90 𝐴

3. Debe soportar sin fundir intempestivamente la corriente magnetizante del transformador. Comprobado en el Gráfico 3.

4. El fusible debe soportar la corriente de servicio permanente y las eventuales sobrecargas, sin calentarse en exceso, para ello se adopta que el calibre debe ser superior a 1,3 veces la intensidad nominal del transformador (In).

𝐶𝑎𝑙𝑖𝑏𝑟𝑒 = 25𝐴 > 1,3 · 𝐼𝑛 = 1,3 ·400.000 𝑉𝐴√3 · 20.000 𝑉

= 15,6 𝐴

5. Debe cortar las corrientes de cortocircuito que pueda producirse por un defecto en los bornes secundarios del transformador. Además este valor de cortocircuito debe ser superior a la corriente mínima de corte del fusible (I3).

Para el cortocircuito mínimo trifásico en bornes del secundario del transformador se tendrá en cuenta la configuración que implica la mayor impedancia de la línea (tramo ABCD a 105OC).



𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 0,07888 + 𝑗 0,78883 𝛺

Impedancia del tramo considerado a 105oC:


LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) ABC 1180 0,3018 0,1321 0,3018 + j 0,1321 CD 20 0,0051 0,0022 0,0051 + j 0,0022 ABCD 1200 0,3069 0,1343 0,3069 + j 0,1343



Impedancia del transformador:


𝑍𝑇𝐾 = 0,0038 + j 0,0147 Ω

La impedancia equivalente en bornes del primario del transformador (D):

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑀𝑇 = 𝑍𝑄 + 𝑍𝐿(𝐴𝐵𝐶𝐷)105𝑜𝐶 = 0,386 + 𝑗 0,923

La impedancia equivalente en D visto desde el secundario:

𝑍𝑒𝑞𝐷𝐵𝑇 =𝑍𝑒𝑞𝐷𝐵𝑇

𝑟𝑡2

𝑟𝑡 =20.000

400= 50

Finalmente la impedancia en bornes del secundario (D’’) visto desde BT:

𝑍𝑒𝑞𝐷′′𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐷𝐵𝑇 + 𝑍𝑇𝐾 = 0,00395 + 𝑗 0,01509 𝛺

La intensidad de cortocircuito mínimo trifásico en bornes del secundario del transformador es:

𝐼𝑘𝐷′′′′ =

𝑐𝑚𝑖𝑛 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐷′′𝐵𝑇 = 14,07 𝑘𝐴

Por lo tanto el cortocircuito bifásico será:

𝐼𝑘2𝐷′′′′ =

√32𝐼𝑘𝐷′′′′ = 12,18 𝑘𝐴

Que pasado al primario es:

𝐼𝑘2𝐷′′′′

𝑟𝑡= 𝟐𝟒𝟒 𝑨

Se comprueba que 244 A es muy superior a la corriente mínima (I3) de corte del fusible, por lo que se asegura que el fusible protege contra cortocircuitos que se produzcan en bornes del secundario del transformador.


𝐼𝑛 = 𝑆𝐵400√3 · 𝑈𝑛

= 11,5 𝐴

Donde: 𝑆𝐵400 = Potencia total del sistema a proteger, en VA. 𝑈𝑛= Es la tensión nominal de la línea de MT, 20.000 V.



• Se adopta el valor de sobrecarga del 30% como valor habitual dado para

instalaciones de distribución. 𝐼𝑛 · 𝐼 > = 11,5 · 1,3 = 34,6 𝐴

• Se adopta la curva extremadamente inversa.



𝑡(𝑠) = 80 · 𝐾

� 𝐼𝐼𝑛 · 𝐼 >�

2− 1




√2· 𝑒−


Donde:






9.4.1.3. Protección lado BT

La protección del lado de baja tensión será mediante un interruptor automático del tipo NSX 630N Micrologic 2.3 como se indica en el apartado 12.7.





Gráfico 3

0,001

0,01

0,1

1

10

100

1000

10000

10 100 1000

t(s)

I(A)

Selectividad Interruptor CTB 400

Magnetizante trafo 400kVA Funcionamiento FusibleNo funcionamiento fusible Relé 51FProtección BT Ajuste Interruptor General





• Relé 50N:

In = 25 A

To>> = 0,3 s

• Relé 51N:

In = 10 A


K = 0,2

Io> = 0,2

• Relé 51 G:

In = 2 A


K = 0,2

Io> = 0,2














𝐼𝑐𝑐 = 15,13 𝑘𝐴





La evacuación del calor generado en el interior del Centro de Transformación para Bombeo de 400 kVA, se efectuará según lo indicado en la MIE RAT-14 apartado 3.3 mediante un sistema de ventilación natural, para ello la ubicación de las rejas de ventilación se diseñan procurando que la circulación de aire haga un barrido sobre la posición del transformador.



𝑐𝑝 · 𝜌 · ∆𝑇


perdidas en el hierro (𝑃𝐹𝑒). En W. 𝑐𝑝 = Calor específico del aire seco, 1,0046 kJ/(kg·K).



𝜌 = Densidad del aire seco a 35oC y 1 atm, 1,146 kg/m3 ∆𝑇 = Diferencia de temperaturas admisible entre el aire del exterior y el interior, (15oC) Para estimar las pérdidas se considerará que el transformador trabaja a plena potencia


𝜂 =𝑃


Donde:



𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = 𝑃 �1𝜂− 1� = 6,09 𝑊


𝑄𝑎 = 0,35 𝑚3/𝑠



= 0,93 𝑚2


𝑣𝑠 = 4,6 ·√𝐻∆𝑇

= 0,376 𝑚/𝑠

Donde:



𝐻= Diferencia de cotas entre la entrada y la salida del aire (1,5 m según diseño del

fabricante).



1 − 𝑘𝑣= 1,33 𝑚2

Donde:







Donde:

𝑆𝑡 = Superficie Total de la rejilla de salida del CT Bombeo 400, 2 rejillas de 900x762 mm y otra de 1360x762 mm. La superficie de salida de la entrada es de las mismas dimensiones.

La superficie de salida (𝑆𝑡) adoptada por el fabricante es superior a la necesaria (𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛) para que la ventilación del centro de transformación no sea por ventilación forzada.


Se dispone de un foso de recogida de aceite de 600 l de capacidad por cada transformador cubierto de grava para la absorción del fluido y para prevenir el vertido del mismo hacia el exterior y minimizar el daño en caso de fuego.





La intensidad de defecto a tierra suministrada por la compañía es de 1000 A para una

red subterránea, siendo el tiempo de desconexión de un segundo (apartado 6.1 del capítulo IV de las Normas Particulares de Sevillana ENDESA).


√3 · �𝑅𝑛2 + 𝑋𝑛2=

20.000√3 · √122 + 02

= 962,25 𝐴 ≈ 1000 𝐴

Donde:



















Así pues:



Siendo:







Donde:




𝑅𝑡 = 10 𝛺




Donde:




Se obtiene:

𝐾𝑟 ≤ 0,1667








𝑅𝑡′ = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 0,083 · 60 = 𝟒,𝟗𝟖 𝛀

Donde:





√3 · �(𝑅𝑛 + 𝑅𝑡′)2 + 𝑋𝑛2=

20.000

√3 · �(12 + 4,98)2 + 02= 680 𝐴


𝑉𝑑′ = 𝑅𝑡′ · 𝐼𝑑′ = 4,98 · 680 = 𝟑𝟑𝟖𝟔,𝟔 𝐕

Donde:














𝑉𝑐′ = 𝐾𝑐 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 𝟏𝟓𝟎𝟗,𝟔𝐕

Donde:










𝑉𝑝′ = 𝐾𝑝 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 0,0185 · 60 · 680 = 𝟕𝟓𝟒,𝟖 𝐕

Donde:







· �1 +6 · 𝜌𝑜1.000

� = 𝟏𝟎𝟔𝟕,𝟔 𝐕

Donde:



· �1 +3 · 𝜌𝑜 + 3 · 𝜌𝑜′

1.000 � = 𝟕𝟗𝟗𝟏,𝟑 𝐕

Donde:






𝑉𝑝′ = 754,8 𝑉 < 𝑉𝑝 = 1067,6 𝑉


𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐)′ = 1509,6 𝑉 < 𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐) = 7991,3 𝑉


𝑉𝑑′ = 3386,6 𝑉 < 𝑉𝑏𝑡 = 10.000 𝑉


𝐼𝑎 = 25 𝐴 < 𝐼𝑑′ = 680 𝐴 < 𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥 = 1.000 𝐴





2.000𝜋= 𝟔,𝟎𝟑 𝐦

Donde:






9.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL TRANSFORMADOR Se conectará el neutro del transformador al sistema de tierras con las siguientes

características:



Kr = 0,201 Ω /(Ω·m) Kc = 0,0392 V /(Ω·m)·(A)

𝑅𝐵 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 12,06 𝛺




10. CENTRO DE TRANSFORMACION PUERTA


Para el cálculo de la intensidad en media tensión se utiliza la potencia demandada por el edificio de la puerta según el estado de funcionamiento del mismo.

Dado que:

𝐼𝑝 =𝑃


Donde:






Para el cálculo de la intensidad en baja tensión se utiliza la potencia demandada por el edificio de la puerta según el estado de funcionamiento del mismo.

Dado que:

𝐼𝑠 =𝑃


Donde:










10.3. CORTOCIRCUITOS



Para el cálculo del cortocircuito máximo se atenderá al tramo de menor impedancia que es el que se produce en el estado normal de funcionamiento, siendo éste el formado por el tramo AB.




𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 0,07888 + 𝑗 0,78883 𝛺

Impedancia del tramo considerado (AB) para 20oC:

Valores calculados en la Tabla 30:

LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) AB 420 0,0800 0,0470 0,0800 + j 0,0470


Valor calculado en apartado7.1.2.1:

𝑍𝑇𝐾 = 0,0038 + j 0,0147 Ω








𝐼𝑘𝐵′′ =𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑀𝑇 = 𝟏𝟒,𝟗𝟑 𝐤𝐀

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑀𝑇 = 𝑍𝑄 + 𝑍𝐿(𝐴𝐵)20𝑜𝐶

Donde:



𝑍𝑒𝑞𝐵 = Es la impedancia equivalente en B (lado MT de CT Puerta), en Ω.




≤0,8

�𝑐 · 100 · ∑𝑆𝑟𝑇√3 · 𝑈𝑛𝑄 · 𝐼𝑘𝑄′′

− 0,3�

Donde Punto Q: Se encuentra aguas arriba del transformador. ∑𝑃𝑟𝑀= (30 kW) es la suma de las potencias activas asignadas de los motores de media

y baja tensión que se consideran. ∑𝑆𝑟𝑇= (400 kVA) es la suma de las potencias aparentes asignadas de todos los


conexión Q sin la contribución de los motores. 𝑈𝑛𝑄= (20 kV) es la tensión nominal del sistema en el punto de conexión Q. 𝑐 = (1,1) factor de tensión según tabla 1. Sustituyendo valores se obtiene:

0,075 ≤ 3,59

Por lo tanto se desprecia la aportación del motor de la puerta al cortocircuito aguas arriba del transformador.




El cálculo del cortocircuito máximo trifásico está basado en la ecuación 29 de

la norma UNE-EN 60909-0:

𝐼𝑘𝐵′′′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐵′′𝐵𝑇 = 𝟏𝟒,𝟖𝟔 𝐤𝐀

Para el cálculo de cortocircuito máximo del lado de baja tensión la impedancia equivalente será, la impedancia en B (lado MT) más la impedancia del transformador ambos vistos desde el lado de baja tensión (B’’, punto en el secundario del transformador).

𝑍𝑒𝑞𝐵′′𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐵𝐵𝑇 + 𝑍𝑇𝐾 = 0,00386 + 𝑗 0,01505 𝛺

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐵𝐵𝑇 =𝑍𝑒𝑞𝐵𝑀𝑇

𝑟𝑡2


200,4

= 50�

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐵𝐵𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de BT del transformador.

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑀𝑇 = Impedancia equivalente en el lado de MT del transformador, (apartado 10.3.2).



𝑐𝑚𝑎𝑥 = Es el factor de tensión, para 0,4 kV, (véase tabla 1 UNE-EN 60909-0).



Dado que en el apartado 11.6.1.1, el porcentaje de contribución de las bombas en el

Cuadro General de Baja Tensión de Puerta (C.G.B.T. Puerta) es inferior al 5%, se puede despreciar la contribución de las bombas en puntos aguas arriba al C.G.B.T. Puerta.


La protección del transformador se realiza por medio de una celda de interruptor con fusibles. La protección contra las sobrecargas se realiza por medio del relé 51F, además de una sonda DGPT2 (Temperatura del dieléctrico, presión en la cuba y detección de gases).





Para el proceso de cálculo de los parámetros de protección se atenderán los siguientes puntos:

• Determinar el calibre del fusible necesario, el fabricante recomienda el fusible de 25

A de la marca SIBA y del tipo HHD, con lo que se comprobará para dicha instalación: Para determinar el calibre del fusible se debe cumplir con: 1. El poder de corte máximo (I1) debe ser mayor al cortocircuito máximo esperado

en el punto de instalación del fusible (𝐼𝑘𝐵′′ ). Para este caso:

𝐼1 = 63 𝑘𝐴 > 14,93 𝑘𝐴 = 𝐼𝑘𝐵′′ 2. La corriente mínima de corte (I3) debe estar por debajo de las corrientes de

cortocircuito a despejar. 𝐼3 = 90 𝐴

3. Debe soportar sin fundir intempestivamente la corriente magnetizante del transformador. Comprobado en el Gráfico 4.

4. El fusible debe soportar la corriente de servicio permanente y las eventuales sobrecargas, sin calentarse en exceso, para ello se adopta que el calibre debe ser superior a 1,3 veces la intensidad nominal del transformador (In).

𝐶𝑎𝑙𝑖𝑏𝑟𝑒 = 25𝐴 > 1,3 · 𝐼𝑛 = 1,3 ·400.000 𝑉𝐴√3 · 20.000 𝑉

= 15,6 𝐴

5. Debe cortar las corrientes de cortocircuito que pueda producirse por un defecto en los bornes secundarios del transformador. Además este valor de cortocircuito debe ser superior a la corriente mínima de corte del fusible (I3).

Para el cortocircuito mínimo trifásico en bornes del secundario del transformador se tendrá en cuenta la configuración que implica la mayor impedancia de la línea (tramo ACB a 105OC).



𝑍𝑄 = 𝑅𝑄 + 𝑗 𝑋𝑄 = 0,07888 + 𝑗 0,78883 𝛺

Impedancia del tramo considerado a 105oC:


LÍNEA Longitud (m) 𝑹𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) 𝑿𝑳(Ω) 𝒁𝑳𝟏𝟎𝟓𝒐𝑪 (Ω) ACB 1080 0,2762 0,1209 0,2762 + j 0,1209



Impedancia del transformador:


𝑍𝑇𝐾 = 0,0038 + j 0,0147 Ω

La impedancia equivalente en bornes del primario del transformador (B):

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑀𝑇 = 𝑍𝑄 + 𝑍𝐿(𝐴𝐶𝐵)105𝑜𝐶 = 0,355 + 𝑗 0,910

La impedancia equivalente en D visto desde el secundario:

𝑍𝑒𝑞𝐵𝐵𝑇 =𝑍𝑒𝑞𝐵𝐵𝑇

𝑟𝑡2

𝑟𝑡 =20.000

400= 50

Finalmente la impedancia en bornes del secundario (D’’) visto desde BT:

𝑍𝑒𝑞𝐵′′𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐵𝐵𝑇 + 𝑍𝑇𝐾 = 0,00394 + 𝑗 0,01508 𝛺

La intensidad de cortocircuito mínimo trifásico en bornes del secundario del transformador es:

𝐼𝑘𝐵′′ =𝑐𝑚𝑖𝑛 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐷′′𝐵𝑇 = 14,07 𝑘𝐴

Por lo tanto el cortocircuito bifásico será:

𝐼𝑘2𝐵′′′′ =

√32𝐼𝑘𝐵′′′′ = 12,19 𝑘𝐴

Que pasado al primario es:

𝐼𝑘2𝐷′′′′

𝑟𝑡= 𝟐𝟒𝟒 𝑨

Se comprueba que 244 A es muy superior a la corriente mínima (I3) de corte del fusible, por lo que se asegura que el fusible protege contra cortocircuitos que se produzcan en bornes del secundario del transformador.


𝐼𝑛 = 𝑆𝐵400√3 · 𝑈𝑛

= 11,5 𝐴

Donde: 𝑆𝐵400 = Potencia total del sistema a proteger, en VA. 𝑈𝑛= Es la tensión nominal de la línea de MT, 20.000 V.



• Se adopta el valor de sobrecarga del 30% como valor habitual dado para

instalaciones de distribución. 𝐼𝑛 · 𝐼 > = 11,5 · 1,3 = 34,6 𝐴

• Se adopta la curva extremadamente inversa.



𝑡(𝑠) = 80 · 𝐾

� 𝐼𝐼𝑛 · 𝐼 >�

2− 1




√2· 𝑒−


Donde:






10.4.1.3. Protección lado BT:

La protección del lado de baja tensión será mediante un interruptor automático del tipo NSX 630N Micrologic 2.3 como se indica en el apartado 11.7.





Gráfico 4



• Relé 50N:

In = 25 A

To>> = 0,3 s

• Relé 51N:

In = 10 A


K = 0,2

Io> = 0,2

0,001

0,01

0,1

1

10

100

1000

10000

10 100 1000

t(s)

I (A)

Selectividad Interruptor CT Puerta

No Funcionamiento Fusible Relé 51FProtección BT Magnetizante trafo 400kVAFuncionamiento Fusible Ajuste Interruptor General



• Relé 51 G:

In = 2 A


K = 0,2

Io> = 0,2












𝐼𝑐𝑐 = 14,93 𝑘𝐴







La evacuación del calor generado en el interior del Centro de Transformación Puerta, se efectuará según lo indicado en la MIE RAT-14 apartado 3.3 mediante un sistema de ventilación natural, para ello la ubicación de las rejas de ventilación se diseñan procurando que la circulación de aire haga un barrido sobre la posición del transformador.



𝑐𝑝 · 𝜌 · ∆𝑇


perdidas en el hierro (𝑃𝐹𝑒). En W. 𝑐𝑝 = Calor específico del aire seco, 1,0046 kJ/(kg·K). 𝜌 = Densidad del aire seco a 35oC y 1 atm, 1,146 kg/m3 ∆𝑇 = Diferencia de temperaturas admisible entre el aire del exterior y el interior, (15oC) Para estimar las pérdidas se considerará que el transformador trabaja a plena potencia


𝜂 =𝑃


Donde:



𝑝𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = 𝑃 �1𝜂− 1� = 6,09 𝑊




𝑄𝑎 = 0,35 𝑚3/𝑠



= 0,93 𝑚2


𝑣𝑠 = 4,6 ·√𝐻∆𝑇

= 0,376 𝑚/𝑠

Donde:



𝐻= Diferencia de cotas entre la entrada y la salida del aire (1,5 m según diseño del

fabricante).



1 − 𝑘𝑣= 1,33 𝑚2

Donde:





Donde:

𝑆𝑡 = Superficie Total de la rejilla de salida del CT Puerta, 2 rejillas de 900x762 mm y otra de 1360x762 mm. La superficie de salida de la entrada es de las mismas dimensiones.

La superficie de salida (𝑆𝑡) adoptada por el fabricante es superior a la necesaria (𝑆𝑡𝑚𝑖𝑛) para que la ventilación del centro de transformación no sea por ventilación forzada.




Se dispone de un foso de recogida de aceite de 600 l de capacidad por cada transformador cubierto de grava para la absorción del fluido y para prevenir el vertido del mismo hacia el exterior y minimizar el daño en caso de fuego.







√3 · �𝑅𝑛2 + 𝑋𝑛2=

20.000√3 · √122 + 02

= 962,25 𝐴 ≈ 1000 𝐴

Donde:



















Así pues:



Siendo:





Donde:






𝑅𝑡 = 10 𝛺




Donde:




Se obtiene:

𝐾𝑟 ≤ 0,1667








𝑅𝑡′ = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 0,083 · 60 = 𝟒,𝟗𝟖 𝛀

Donde:





√3 · �(𝑅𝑛 + 𝑅𝑡′)2 + 𝑋𝑛2=

20.000

√3 · �(12 + 4,98)2 + 02= 680 𝐴


𝑉𝑑′ = 𝑅𝑡′ · 𝐼𝑑′ = 4,98 · 680 = 𝟑𝟑𝟖𝟔,𝟔 𝐕

Donde:














𝑉𝑐′ = 𝐾𝑐 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 𝟏𝟓𝟎𝟗,𝟔 𝐕

Donde:








𝑉𝑝′ = 𝐾𝑝 · 𝜌𝑜 · 𝐼𝑑′ = 0,0185 · 60 · 680 = 𝟕𝟓𝟒,𝟖 𝐕

Donde:







· �1 +6 · 𝜌𝑜1.000

� = 𝟏𝟎𝟔𝟕,𝟔 𝐕

Donde:

t = (1 s) Es el tiempo total de la duración del defecto proporcionado por compañía. K = (78,5) Coeficiente característico del relé que despeja la falta según MIE-RAT 13. n = (0,18) Coeficiente característico del relé que despeja la falta según MIE-RAT 13. 𝜌𝑜 = (60 Ω·m) Resistividad del terreno.



La tensión de paso en el acceso al edificio:


· �1 +3 · 𝜌𝑜 + 3 · 𝜌𝑜′

1.000 � = 𝟕𝟗𝟗𝟏,𝟑 𝐕

Donde:




𝑉𝑝′ = 754,8 𝑉 < 𝑉𝑝 = 1067,6 𝑉


𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐)′ = 1509,6 𝑉 < 𝑉𝑝(𝑎𝑐𝑐) = 7991,3 𝑉


𝑉𝑑′ = 3386,6 𝑉 < 𝑉𝑏𝑡 = 10.000 𝑉


𝐼𝑎 = 25 𝐴 < 𝐼𝑑′ = 680 𝐴 < 𝐼𝑑𝑚𝑎𝑥 = 1.000 𝐴







2.000𝜋= 𝟔,𝟎𝟑 𝐦

Donde:




10.8.10. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA DEL NEUTRO DEL TRANSFORMADOR

Se conectará el neutro del transformador al sistema de tierras con las siguientes características:



Kr = 0,201 Ω /(Ω·m) Kc = 0,0392 V /(Ω·m)·(A)

𝑅𝐵 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 12,06 𝛺




11. CÁLCULOS BAJA TENSIÓN DEPENDIENTES DEL CT PUERTA 11.1. INTENSIDADES DE DISEÑO

Para el cálculo de las intensidades de los distintos circuitos se tendrá en cuenta la

potencia simultánea máxima demandada. El cálculo de la intensidad vendrá dada por:

𝐼𝑑 =𝑃

√3 · 𝑈𝑛 · cos𝜑

Donde: 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, en V. cos𝜑 = Factor de potencia de la carga. 11.1.1. INTENSIDAD DE DISEÑO TRAMO CT PUERTA – C.G.B.T. PUERTA

Para el tramo comprendido entre el CT Puerta y C.G.B.T. Puerta la intensidad de diseño será la correspondiente a la potencia máxima del transformador con factor de potencia 1, de forma que para cualquier posible ampliación no sea necesaria la sustitución del cable proyectado.

𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, 400.000 W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, 400 V. cos𝜑 = Factor de potencia de la carga 1.

𝐼𝑑 =𝑃

√3 · 𝑈𝑛 · cos𝜑= 577 𝐴

11.1.2. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.G.B.T. PUERTA

Para la obtención de la intensidad de diseño se ha tenido en cuenta los factores de

corrección siguientes: Motores: El factor de corrección de 1,25 de la intensidad a plena carga del motor de

mayor potencia, según ITC-BT-47. Batería de condensadores: El factor de 1,5 veces la intensidad nominal de la batería,

según ITC-BT 48.



Para circuitos trifásicos:

𝐼𝑑 =𝑓 · 𝑃


Para circuitos monofásicos:


𝑈𝑛 · cos𝜑

Donde: 𝑓= Factor de corrección. 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, (circuito trifásico 400 V, circuito monofásico 230 V). cos𝜑 = Factor de potencia de la carga. En la siguiente tabla se reflejan las líneas que alimenta el C.G.B.T. Puerta con sus

potencias simultáneas máximas demandadas.

C.G.B.T. Puerta Potencia Máxima (W)

Potencia Máxima (var)

Potencia Máxima (VA) cosϕ 𝑼𝒏(V) 𝑰𝒅(A)

C.S.A. 76.440 35.989 84.488 0,90 400 128,7 C. Puerta 35.804 26.853 44.755 0,80 400 74,5 C. Válvula 1 35.000 26.250 43.750 0,80 400 78,9 C. Válvula 2 35.000 26.250 43.750 0,80 400 78,9 C. Válvula 3 45.000 33.750 56.250 0,80 400 101,5 Motor Principal 30.000 22.500 37.500 0,80 400 67,7 Motor Auxiliar 30.000 22.500 37.500 0,80 400 67,7 Freno 500 375 625 0,80 400 1,1 Circuito 1 Cantil 110.000 56.355 123.596 0,89 400 178,4 Circuito 2 Cantil 110.000 56.355 123.596 0,89 400 178,4 Batería Condensadores 0 -112.000 112.000 0,00 400 242,5

Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados.



11.1.3. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.S.A. Para la obtención de la intensidad de diseño se ha tenido en cuenta los factores de

corrección siguientes: Motores: El factor de corrección de 1,25 de la intensidad a plena carga del motor de

mayor potencia, según ITC-BT-47. Lámparas de descarga: “La carga mínima prevista en VA será de 1,8 veces la potencia

en W de las lámparas” ITC-BT-44. Para circuitos trifásicos:





𝑈𝑛 · cos𝜑

Donde: 𝑓= Factor de corrección. 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, (circuito trifásico 400 V, circuito monofásico 230 V). cos𝜑 = Factor de potencia de la carga. En la siguiente tabla se reflejan las líneas que alimenta el C.S.A. con sus potencias

simultáneas máximas demandadas.

C.S.A. Potencia Máxima (W)



C. puente grúa 15.000 11.250 18.750 0,80 400 33,8 C.T.F. galería mar 3.000 1.537 3.371 0,89 230 14,7 C.T.F. sala y galería tierra 3.000 1.537 3.371 0,89 230 14,7 C.T.F. múltiple 33.000 16.906 37.079 0,89 400 53,5 C.T.F. trifásica 33.000 16.906 37.079 0,89 400 53,5 C.T.F. monofásica mar 3.000 1.537 3.371 0,89 230 14,7 C. A. Sala Cuadros 718 236 756 0,95 230 3,3 C. A. Sala Maquinas 2.975 978 3.132 0,95 230 13,6 C. A. Galería Tierra 1.108 364 1.166 0,95 230 5,1 C. A. Galería Mar 1.108 364 1.166 0,95 230 5,1 C.A. Cantil Norte 30.780 10.117 32.400 0,95 400 46,8 General T.F. monofásicas 9.000 4.611 10.112 0,89 400 14,6




11.1.4. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS CUADRO PUERTA

Para la obtención de la intensidad de diseño se ha tenido en cuenta los factores de corrección siguientes:

Motores: El factor de corrección de 1,25 de la intensidad a plena carga del motor de

mayor potencia, según ITC-BT-47. Lámparas de descarga: “La carga mínima prevista en VA será de 1,8 veces la potencia

en W de las lámparas” ITC-BT-44. Para circuitos trifásicos:





𝑈𝑛 · cos𝜑

Donde: 𝑓= Factor de corrección. 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, (circuito trifásico 400 V, circuito monofásico 230 V). cos𝜑 = Factor de potencia de la carga. En la siguiente tabla se reflejan las líneas que alimenta el C.S.A. con sus potencias

simultáneas máximas demandadas.

Cuadro Puerta Potencia Máxima (W)



AGITADOR 1 5.500 4.125 6.875 0,80 400 12,4 AGITADOR 2 5.500 4.125 6.875 0,80 400 12,4 AGITADOR 3 5.500 4.125 6.875 0,80 400 12,4 AGITADOR 4 5.500 4.125 6.875 0,80 400 12,4 BOMBA 1 3.000 2.250 3.750 0,80 400 6,8 BOMBA 2 3.000 2.250 3.750 0,80 400 6,8 T.F. 17.500 13.125 21.875 0,80 400 31,6 CONTROL 1.500 1.125 1.875 0,80 230 8,2 ALUMBRADO 739 243 778 0,95 230 3,4




11.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE

Los valores de las secciones aquí mostrados son los correspondientes a los obtenidos

después de realizar el proceso completo de selección (densidad de corriente, caída de tensión y cortocircuito).

11.2.1. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN TRAMO CT P - C.G.B.T. PUERTA

Para el tramo comprendido entre el CT PUERTA y C.G.B.T. Puerta el método de instalación es mediante tubo soterrado y se aplicará la ITC-BT-07 del Reglamento de Baja Tensión.

Los datos necesarios para los coeficientes de corrección son:

Temperatura del terreno: 25oC. Coeficiente 1 (Tabla 6).

Resistividad del terreno: 0,85 (K·m/W) Para terreno poco húmedo, según la tabla 9 de ITC-LAT 06. Coeficiente 1,06 (Tabla 7).

Agrupamiento: 2 es el número de cables en la zanja y en contacto. Coeficiente 0,8 (Tabla 8).

Profundidad enterramiento: 1m. Coeficiente 0,97 (Tabla 9).

El cable es de Cu con aislamiento de XLPE.

Método de Instalación: Bajo tubo soterrado. Coeficiente 0,8 según aparatado 3.1.3 de dicha ITC.

La tabla de intensidades admisibles de la ITC-BT-07 que se tiene en cuenta es la número 5.

El factor de corrección global es:

𝑓 = 1 · 1,06 · 0,8 · 0,97 · 0,8 = 0,658

El procedimiento de cálculo es el siguiente:

𝐼𝑑𝑛 · 𝑓

< 𝐼𝑡𝑎𝑏𝑙𝑎

𝐼𝑑 = Intensidad de diseño, en A (apartado 11.1.1).

𝑛 = (2) Número de cables por fase.

Por lo tanto la intensidad admisible de la tabla debe ser superior a 438 A, la sección inmediata superior a dicha intensidad admisible es 185 mm2. La intensidad admisible para la sección de 185 mm2 y las condiciones de operación es:

𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒 = 𝐼𝑡𝑎𝑏𝑙𝑎 · 𝑓 = 316 𝐴



11.2.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.G.B.T. PUERTA

Para el cálculo de las secciones por el criterio de la densidad de corriente se tiene en cuenta el método de instalación que implica una sección mayor, además de los siguientes datos para determinar los factores de corrección:

Resistividad del terreno: 0,85 (K·m/W) Para terreno poco húmedo, según la tabla 9 de ITC-LAT 06.

Profundidad enterramiento: 1m.

Temperatura del terreno: 25oC.

Temperatura ambiente: 35oC.

Temperatura en el cuadro: 45oC.

Conductores: Cobre (Cu).

Normas UNE según ITC-BT utilizada:

• ITC-BT-07: corresponde con la norma UNE 20435.• ITC-BT-19: corresponde con la norma UNE 20460-5-523.



C.G.B.T. PUERTA 𝑰𝒅(A) ITC Método Inst. Aisl. Coef. Tem. Amb /

Bajo Tubo Coef. Tª.

Terr. Coef. Resis.

Terr.

Coef. Agrupamiento/nº

circuitos

Coef. Profundidad

Coef. Total

𝑰𝒂𝒅𝒎(A)

S (mm2)

𝑰𝒕𝒂𝒃𝒍𝒂 (A)

𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆 (A) n

C.S.A. 128,7 19 T. 52-C11 col 6 F XLPE T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E5 3 1 1 0,96 134 25 141 135 1

C. Puerta 67,1 19 T. 52-C11 col 6 F EPR T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E5 3 0,87 1 0,84 80 25 127 106 1

C. Válvula 1 78,9 19 T. 52-C4 col 4 B1 XLPE T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E1 3 0,82 1 0,79 100 25 117 92 1



Motor Pral. 67,7 19 T. 52-C4 col 5 B2 XLPE T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E1 3 0,82 1 0,79 86 25 105 82 1

Motor Aux. 67,7 19 T. 52-C4 col 5 B2 XLPE T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E1 3 0,82 1 0,79 86 25 105 82 1

Freno 1,1 19 T. 52-C4 col 4 B1 XLPE T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E1 3 0,82 1 0,79 1 2,5 26 20 1

C. 1 Cantil 178,4 07 T. 5 Tubo XLPE Bajo tubo 0,8 T. 6 1 T. 7 1,06 T. 8 3 0,7 T. 9 0,97 0,58 310 185 480 276 1

C. 2 Cantil 178,4 07 T. 5 Tubo XLPE Bajo tubo 0,8 T. 6 1 T. 7 1,06 T. 8 3 0,7 T. 9 0,97 0,58 310 185 480 276 1

Bat. Cond. 242,5 19 T. 52-C11 col 6 F XLPE T. 52-D1 0,96 1 1 T. 52-E5 3 1 1 0,96 252 70 279 268 1



Donde:

𝑛 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒 > 𝐼𝑑

𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒 = 𝐼𝑡𝑎𝑏𝑙𝑎 · 𝑓𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙

𝑛 = Número de conductores por fase.

𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒 = Es la intensidad máxima admisible por el cable en las condiciones descritas, en A.


𝐼𝑡𝑎𝑏𝑙𝑎= Intensidad admisible para las condiciones descritas en la correspondiente ITC.

𝑓𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙= Es el producto de todos los factores de corrección considerados.

11.2.3. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.S.A.



Profundidad enterramiento: 1m.









C.S.A. 𝑰𝒅(A) ITC Método Inst. Aisl. Coef. Tem. Amb. / Bajo Tubo

Coef. Tª. Terr.

Coef. Resis. Terr.


circuitos

Coef. Profundidad

Coef. Total

𝑰𝒂𝒅𝒎(A)

S (mm2)



C. puente grúa 33,8 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 36 10 50 47 1

C.T.F. galería mar 14,7 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 16 6 36 34 1

C.T.F. sala y galería tierra 14,7 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 16 6 36 34 1

C.T.F. múltiple 53,5 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 57 16 68 64 1

C.T.F. trifásica 53,5 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 57 16 68 64 1

C.T.F. monofásica mar 14,7 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 16 6 36 34 1

C. A. Sala Cuadros 3,3 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 3 1,5 16 15 1

C. A. Sala Maquinas 13,6 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 14 2,5 21 20 1

C. A. Galería Tierra 5,1 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 5 2,5 21 20 1

C. A. Galería Mar 5,1 19 T. 52-C3 col 4 B1 PVC T. 52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 5 2,5 21 20 1

C.A. Cantil Norte 46,8 07 T. 5 tubo XLPE Bajo tubo 0,80 T. 6 1 T. 7 1,06 T. 8 3 0,7 T. 9 0,97 0,58 81 50 230 132 1

General T.F. monofásicas 14,6 19 T. 52-C4 col 6 C XLPE T. 52-D1 0,87 1 1 T.52-E1 pto2 9 0,7 1 0,61 24 6 52 32 1



Donde:








11.2.4. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C. PUERTA


Temperatura ambiente: 35oC. 0,96 para EPR y 0,94 para PVC (Tabla 52-D1).



Agrupamiento: Número de circuitos cargados 3. 0,82 (Tabla 52-E1).

La ITC-BT-19 es la utilizada para el cálculo de las secciones.

C. PUERTA 𝑰𝒅(A) Método Inst. Aisl. Coef. Total 𝑰𝒂𝒅𝒎(A) S (mm2) 𝑰𝒕𝒂𝒃𝒍𝒂

(A) 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆

(A) n

AGITADOR 1 12,4 T. 52-C4 col 5 B2 EPR 0,79 16 4 35 28 1

AGITADOR 2 12,4 T. 52-C4 col 5 B2 EPR 0,79 16 2,5 26 20 1

AGITADOR 3 12,4 T. 52-C4 col 5 B2 EPR 0,79 16 2,5 26 20 1

AGITADOR 4 12,4 T. 52-C4 col 5 B2 EPR 0,79 16 4 35 28 1

BOMBA 1 6,8 T. 52-C4 col 5 B2 EPR 0,79 9 2,5 26 20 1

BOMBA 2 6,8 T. 52-C4 col 5 B2 EPR 0,79 9 2,5 26 20 1

T.F. 31,6 T. 52-C3 col 4 B1 PVC 0,77 41 10 50 39 1

CONTROL 8,2 T. 52-C3 col 4 B1 PVC 0,77 11 1,5 16 12 1

ALUMBRADO 3,4 T. 52-C3 col 4 B1 PVC 0,77 4 1,5 16 12 1



11.3. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN

Para el cálculo de la caída de tensión se hará uso de las tablas siguientes facilitadas por el fabricante (Prysmian). Valores en V/(A·km).

Tres cables unipolares termoestables Un cable tripolar termoestable PVC

cosϕ=1 cosϕ=0,8 cosϕ=1 cosϕ=0,8 cosϕ=1 cosϕ=0,8

S (mm2) Cu Al Cu Al Cu Al Cu Al

1,5 26,5 - 21,36 - 26,94 - 21,67 - 25,075 20,194

2,5 15,92 - 12,88 - 16,23 - 13,1 - 15,356 12,395

4 9,96 - 8,1 - 10,16 - 8,23 - 9,553 7,747

6 6,74 - 5,51 - 6,87 - 5,59 - 6,383 5,205

10 4 - 3,31 - 4,06 - 3,34 - 3,792 3,125

16 2,51 4,15 2,12 3,42 2,56 4,24 2,13 3,48 2,383 1,991

25 1,59 2,62 1,37 2,19 1,62 2,66 1,38 2,21 1,507 1,288

35 1,15 1,89 1,01 1,6 1,17 1,93 1,01 1,62 1,086 0,952

50 0,85 1,39 0,77 1,21 0,86 1,42 0,77 1,22 0,802 0,728

70 0,59 0,97 0,56 0,86 0,6 0,98 0,56 0,87 0,555 0,529

95 0,42 0,7 0,43 0,65 0,43 0,71 0,42 0,65 0,4 0,403

120 0,34 0,55 0,36 0,53 0,34 0,56 0,35 0,53 0,317 0,335

150 0,27 0,45 0,31 0,45 0,28 0,46 0,3 0,44 0,257 0,288

185 0,22 0,36 0,26 0,37 0,22 0,37 0,26 0,37 0,205 0,246

240 0,17 0,27 0,22 0,3 0,17 0,28 0,21 0,3 - -

300 0,14 0,22 0,19 0,26 0,14 0,222 0,18 0,25 - -

400 0,11 0,17 0,17 0,22 0,11 0,18 0,16 0,21 - -

De los valores anteriores se pueden obtener los valores unitarios kilométricos de resistencia (R) y reactancia (X) de cada cable.

∆𝑢1 = √3 · 𝑅 ∆𝑢0,8 = √3 · (𝑅 · 0,8 + 𝑋 · 0,6)

∆𝑢 = Es la caída de tensión por kilómetro para el factor de potencia (1 y 0,8 valores de las tablas) y la sección del conductor, en (V/(A·km).

Con los datos anteriormente calculados se puede determinar la caída de tensión para cualquier factor de potencia considerado.

• Línea trifásica:∆𝑢𝑐𝑜𝑠𝜑 = √3 · 𝐼 · 𝑙 · (𝑅 · 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 · 𝑠𝑒𝑛𝜑)

• Línea monofásica:∆𝑢𝑐𝑜𝑠𝜑 = 2 · 𝐼 · 𝑙 · (𝑅 · 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 · 𝑠𝑒𝑛𝜑)



Las caídas de tensión al final de cada línea deberá cumplir con lo especificado en la ITC-BT-19 en la que se refleja dentro del apartado 2.2.2: “Para instalaciones industriales que se alimenten directamente en alta tensión mediante un transformador de distribución propio, se considerará que la instalación interior de baja tensión tiene su origen en la salida del transformador. En este caso las caídas de tensión máximas admisibles serán del 4,5 % para alumbrado y del 6,5 % para los demás usos.”

11.3.1. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN EL TRAMO CT PUERTA A C.G.B.T. PUERTA

En la siguiente tabla se muestran los resultados obtenidos siguiendo el procedimiento expuesto en el punto 11.3, para la sección ya calculada en el apartado 11.2.1:

Los datos a tener en cuenta son:

Tipo de cable: Unipolar, Cobre (Cu), aislamiento XLPE.

Tipo de circuito: Trifásico.

𝑰𝒅(A) L(m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) n C.G.B.T. PUERTA 577,4 25 185 0,96 0,250 0,127 0,081 1,807 0,452 2

Donde:

∆𝑢 = Es la caída de tensión por kilómetro para el factor de potencia y la sección del conductor, en (V/(A·km).

R = Resistencia de la línea, en Ω/km.

X = Resistividad de la línea, en Ω/km.

n = El número de conductores por fase.



11.3.2. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.G.B.T. PUERTA

En la siguiente tabla se muestran los resultados obtenidos siguiendo el procedimiento expuesto en el punto 11.3, para las secciones ya calculadas en el apartado 11.2.2:

Los datos comunes a todas las líneas son:

Tipo de conductor: Cobre (Cu).


Número de conductores por fase: n=1.

11.3.3. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.S.A.

Para el cálculo de las caídas de tensión de cada una de las líneas del Cuadro de Servicios Auxiliares (C.S.A.), en primer lugar se calcularán las líneas de alumbrado y luego las caídas para tomas de fuerza y las demás cargas.

11.3.3.1. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Sala de Cuadros:

En la siguiente figura se muestran los puntos que forman los diferentes tramos para el cálculo de la caída de tensión:



C.G.B.T. PUERTA 𝑰𝒅(A) L

(m) S

(mm2) cosϕ Aisl. Tipo Cable ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍

(%)

C.S.A. 128,7 12 25 0,90 XLPE unipolar 1,508 0,918 0,094 2,329 0,582 1,0 C. Puerta 67,1 117 25 0,80 EPR tripolar 1,380 0,935 0,081 10,831 2,708 3,2 C. Válvula 1 78,9 27 25 0,80 XLPE unipolar 1,370 0,918 0,094 2,920 0,730 1,2 C. Válvula 2 78,9 29 25 0,80 XLPE unipolar 1,370 0,918 0,094 3,136 0,784 1,2 C. Válvula 3 101,5 36 50 0,80 XLPE unipolar 0,770 0,491 0,087 2,813 0,703 1,2 Motor Pral. 67,7 30 25 0,80 XLPE tripolar 1,380 0,935 0,081 2,801 0,700 1,2 Motor Aux. 67,7 29 25 0,80 XLPE tripolar 1,380 0,935 0,081 2,708 0,677 1,1 Freno 1,1 28 2,5 0,80 XLPE tripolar 13,100 9,370 0,112 0,414 0,103 0,6 C. 1 Cantil 178,4 340 185 0,80 XLPE unipolar 0,260 0,127 0,081 15,770 3,943 4,4 C. 2 Cantil 178,4 294 185 0,80 XLPE unipolar 0,260 0,127 0,081 13,636 3,409 3,9 Bat. Cond. 242,5 5 70 0,00 XLPE unipolar 0,147 0,341 0,085 0,178 0,044 0,5



Tipo de cable: Unipolar, Cobre (Cu), aislamiento PVC.

Tipo de circuito: Monofásico.


Todas las luminarias son de 2x58W excepto la situada en el punto 4 que es de 2x36W.

Donde:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(%) = ∆𝑉𝐶𝑆𝐴 + ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜

∆𝑉𝐶𝑆𝐴 = Caída de tensión en tanto por ciento hasta el cuadro C.S.A. (apartado 11.3.2).

∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 = Caída de tensión en tanto por ciento del tramo de alumbrado.

C.A. Sala Cuadros Puerta

𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐 (%)

∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

Cuadro-1 3,29 5,8 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,526 0,229 1_2 2,38 4,2 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,276 0,120 2_3 1,47 4 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,162 0,071 3_4 0,56 3,5 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,054 0,024

TOTAL 0,4 1,4



11.3.3.2. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Sala de Máquinas:







Todas las luminarias son de 2x58W.

La caída de tensión acumulada máxima de la línea será:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(%) = ∆𝑉𝐶𝑆𝐴 + ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 𝑚𝑎𝑦𝑜𝑟

Donde:


∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 𝑚𝑎𝑦𝑜𝑟 = Caída de tensión en tanto por ciento del tramo de alumbrado con mayor caída.



11.3.3.3. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Galería de Tierra:








C.A. Sala Máquinas 𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐

(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍

(%)

Cuadro_1 13,62 8,0 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 1,84 0,80 1_1.1 2,72 1,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,09 0,04 1.1_1.2 1,82 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,12 0,05 1.2_1.3 0,91 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,06 0,03 0,9 1_2 10,89 4,3 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,79 0,34 2_2.1 2,72 1,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,09 0,04 2.1_2.2 1,82 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,12 0,05 2.2_2.3 0,91 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,06 0,03 1,3 2_3 8,17 4,3 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,59 0,26 3_3.1 2,72 1,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,09 0,04 3.1_3.2 1,82 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,12 0,05 3.2_3.3 0,91 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,06 0,03 1,5 3_4 5,45 4,3 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,40 0,17 4_4.1 2,72 1,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,09 0,04 4.1_4.2 1,82 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,12 0,05 4.2_4.3 0,91 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,06 0,03 1,7 4_5 2,72 4,3 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,20 0,09 5_5.1 2,72 1,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,09 0,04 5.1_5.2 1,82 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,12 0,05 5.2_5.3 0,91 3,9 2,5 0,95 16,91 8,87 0,11 0,06 0,03 1,8

TOTAL 2,8





Donde:



C.A. Galería Tierra

𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐(%)


Cuadro-1 5,1 25,5 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 2,187 0,951 1_2 0,6 5,7 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,054 0,024 2_3 0,3 0,8 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,004 0,002 1_4 4,5 3,5 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,267 0,116 4_5 4,2 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,314 0,137 5_6 3,9 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,293 0,128 6_7 3,7 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,273 0,118 7_8 3,4 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,252 0,109 8_9 3,1 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,231 0,100 9_10 2,8 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,210 0,091 10_11 2,5 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,189 0,082 11_12 2,3 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,168 0,073 12_13 2,0 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,147 0,064 13_14 1,7 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,126 0,055 14_15 1,4 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,105 0,046 15_16 1,1 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,084 0,036 16_17 0,8 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,063 0,027 17_18 0,6 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,042 0,018 18_19 0,3 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,021 0,009

TOTAL 2,2 3,2



11.3.3.4. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Galería de Mar:










Donde:





11.3.3.5. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Cantil Norte:







C.A. Galería

Mar 𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐

(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍

(%)

Cuadro-1 5,1 37,1 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 3,182 1,383 1_2 0,6 5,7 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,054 0,024 2_3 0,3 0,8 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,004 0,002 1_4 4,5 3,5 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,267 0,116 4_5 4,2 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,314 0,137 5_6 3,9 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,293 0,128 6_7 3,7 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,273 0,118 7_8 3,4 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,252 0,109 8_9 3,1 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,231 0,100 9_10 2,8 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,210 0,091 10_11 2,5 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,189 0,082 11_12 2,3 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,168 0,073 12_13 2,0 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,147 0,064 13_14 1,7 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,126 0,055 14_15 1,4 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,105 0,046 15_16 1,1 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,084 0,036 16_17 0,8 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,063 0,027 17_18 0,6 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,042 0,018 18_19 0,3 4,4 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,021 0,009

TOTAL 2,6 3,6





Donde:



11.3.3.6. Criterio de caída de tensión de tomas de fuerza y otras cargas de C.S.A.:




Tipo de cable: Unipolar, aislamiento PVC.


C.A. Cantil Norte

𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ Tipo Circuito ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐

(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

Cuadro_1 47,0 100 50 0,95 trifásico 0,854 0,491 0,087 4,012 1,003 3_L1 7,8 25 2,5 0,95 monofásico 17,873 9,370 0,112 3,497 1,520 2,523 1_2 31,3 100 50 0,95 trifásico 0,854 0,491 0,087 2,674 0,669 3_L12 7,8 25 2,5 0,95 monofásico 17,873 9,370 0,112 3,497 1,520 3,192 2_3 15,7 100 50 0,95 trifásico 0,854 0,491 0,087 1,337 0,334 3_L18 7,8 25 4 0,95 monofásico 11,206 5,866 0,098 2,193 0,953 2,959 TOTAL 4,0



Donde:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 + ∆𝑉𝐶𝑆𝐴


∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 = Caída de tensión en tanto por ciento del tramo considerado.

El tramo donde se encuentra la protección general de las tomas de fuerza monofásicas (General T.F. Monofásicas) no se ha tenido en cuenta ya que el tramo de línea es pequeño y por lo tanto se puede despreciar la caída de tensión en dicho tramo.

11.3.4. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS DE CUADRO PUERTA

Para el cálculo de las caídas de tensión de cada una de las líneas del Cuadro Puerta (C. Puerta), en primer lugar se calculará la línea de alumbrado y luego las caídas para tomas de fuerza y las demás cargas.

11.3.4.1. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Puerta:


C.S.A 𝑰𝒅(A) L (m)

S (mm2) cosϕ Tipo

Circuito ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

C. puente grúa 33,8 30 10 0,89 trifásico 3,444 2,189 0,088 3,496 0,87 1,9 C.T.F. galería mar 14,7 93 6 0,89 monofásico 6,646 3,685 0,095 9,059 3,94 5,0 C.T.F. sala y galería tierra 14,7 79 6 0,8 monofásico 6,010 3,685 0,095 6,959 3,03 4,1 C.T.F. múltiple 53,5 41 16 0,8 trifásico 1,991 1,376 0,081 4,369 1,09 2,1 C.T.F. trifásica 53,5 23 16 0,8 trifásico 1,991 1,376 0,081 2,451 0,61 1,6 C.T.F. monofásica mar 14,7 39 6 0,8 monofásico 6,010 3,685 0,095 3,435 1,49 2,5










∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(%) = ∆𝑉𝑃𝑈𝐸𝑅𝑇𝐴 + ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 𝑚𝑎𝑦𝑜𝑟

Donde:

∆𝑉𝑃𝑈𝐸𝑅𝑇𝐴 = Caída de tensión en tanto por ciento hasta el cuadro C. Puerta. (apartado 11.3.2).


C.A. Puerta 𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐

(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

Cuadro-1 3,4 20 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 1,143 0,497 1_2 0,6 5,25 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,050 0,022 2_3 0,3 6,5 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,031 0,013 0,532 1_4 2,8 13 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,619 0,269 4_5 1,4 2 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,048 0,021 5_6 1,1 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,083 0,036 6_7 0,8 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,062 0,027 7_8 0,6 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,042 0,018 8_9 0,3 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,021 0,009 0,878 4_10 1,4 5,1 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,121 0,053 10_11 1,1 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,083 0,036 11_12 0,8 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,062 0,027 12_13 0,6 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,042 0,018 13_14 0,3 4,36 2,5 0,95 16,911 8,866 0,106 0,021 0,009 0,910 TOTAL 4,1



11.3.4.2. Criterio de caída de tensión en tomas de fuerza y otras cargas de C. Puerta:





Donde:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 + ∆𝑉𝑃𝑈𝐸𝑅𝑇𝐴

∆𝑉𝑃𝑈𝐸𝑅𝑇𝐴 = Caída de tensión en tanto por ciento hasta el cuadro Puerta.


C. Puerta 𝑰𝒅(A) L (m)

S (mm2) cosϕ Aisl. Tipo

Circuito Tipo

Cable ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

AGITADOR 1 12,4 70 4 0,8 EPR trifásico tripolar 8,23 5,87 0,098 7,146 1,786 4,9 AGITADOR 2 12,4 60 2,5 0,8 EPR trifásico tripolar 13,10 9,37 0,112 9,750 2,437 5,6 AGITADOR 3 12,4 60 2,5 0,8 EPR trifásico tripolar 13,10 9,37 0,112 9,750 2,437 5,6 AGITADOR 4 12,4 70 4 0,8 EPR trifásico tripolar 8,23 5,87 0,098 7,146 1,786 4,9 BOMBA 1 6,8 65 2,5 0,8 EPR trifásico tripolar 13,10 9,37 0,112 5,761 1,440 4,6 BOMBA 2 6,8 65 2,5 0,8 EPR trifásico tripolar 13,10 9,37 0,112 5,761 1,440 4,6 T.F. 31,6 55 10 0,8 PVC monofásico unipolar 3,61 2,19 0,088 6,266 1,567 4,7 CONTROL 8,2 2 1,5 0,8 PVC monofásico unipolar 23,32 14,48 0,129 0,380 0,165 3,3



11.4. PROTECCIÓN FRENTE A SOBRECARGA

Para verificar que la protección salvaguarda la instalación aguas abajo del punto en el que se instala ésta, se deben verificar dos condiciones que se extrae de la norma UNE 20.460-4-433, dicha norma es nombrada en la ITC-BT-22:

Condición 1:

𝐼𝑑 < 𝐼𝑟 < 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒

Condición 2:

• Interruptor Automático:

Dado el tipo de instalación los interruptores automáticos utilizados cumplen con la norma UNE 60947-2.

1,3 · 𝐼𝑟 < 1,45 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒

• Fusible:

1,6 · 𝐼𝑟 < 1,45 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒



11.4.1. CONDICIÓN 1: PROTECCIÓN FRENTE A SOBRECARGA

A continuación se muestran los resultados obtenidos para la primera de las condiciones para la protección frente a sobrecarga:

ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝑰𝒅(A) 𝑰𝒓(A) 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆(A) Verificación C.T.P C.G.B.T PUERTA 185 2 521,6 535,8 631,7 CUMPLE

C.G.

B.T.

PU

ERTA

C.S.A 25 1 128,7 135 135,4 CUMPLE C .Puerta 25 1 67,1 100 106,1 CUMPLE C. Válvula 1 25 1 78,9 80 92,1 CUMPLE C. Válvula 2 25 1 78,9 80 92,1 CUMPLE C. Válvula 3 50 1 101,5 110 137,8 CUMPLE Motor Pral. 25 1 67,7 71 82,7 CUMPLE Motor Aux. 25 1 67,7 71 82,7 CUMPLE C. Cantil 1 185 1 178,4 180 276,4 CUMPLE C. Cantil 2 185 1 178,4 180 276,4 CUMPLE Freno 2,5 1 1,1 1,3 20,5 CUMPLE Bat. Condensadores 70 1 242,5 250 267,8 CUMPLE

C.S.

A

C. Grúa 10 1 33,8 40 47,0 CUMPLE General T.F. monofásicas 6 1 14,6 25 31,7 CUMPLE T.F. galería mar 6 1 14,7 16 33,8 CUMPLE

T.F. sala y galería tierra 6 1 14,7 16 33,8 CUMPLE

T.F. múltiple 16 1 53,5 63 63,9 CUMPLE T.F. trifásica 16 1 53,5 63 63,9 CUMPLE T.F. monofásica mar 6 1 14,7 16 33,8 CUMPLE A. Sala Cuadros 1,5 1 3,3 10 14,6 CUMPLE A. Sala Máquinas 2,5 1 13,6 16 19,7 CUMPLE A. Galería Tierra 2,5 1 5,1 10 19,7 CUMPLE A. Galería Mar 2,5 1 5,1 10 19,7 CUMPLE A. Cantil Norte 50 1 47,0 63 132,4 CUMPLE

C. P

uert

a

AGITADOR 1 4 1 12,4 16 27,6 CUMPLE AGITADOR 2 2,5 1 12,4 16 20,5 CUMPLE AGITADOR 3 2,5 1 12,4 16 20,5 CUMPLE AGITADOR 4 4 1 12,4 16 27,6 CUMPLE BOMBA 1 2,5 1 6,8 10 20,5 CUMPLE BOMBA 2 2,5 1 6,8 10 20,5 CUMPLE T.F. 10 1 31,6 32 38,5 CUMPLE CONTROL 1,5 1 8,2 10 11,9 CUMPLE ALUMBRADO 2,5 1 3,4 10 11,9 CUMPLE




ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝟏,𝟑 · 𝑰𝒓 (A) 𝟏,𝟒𝟓 · 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆(A) Verificación C.T.P C.G.B.T PUERTA 185 2 697 916 CUMPLE

C.G.

B.T.

PU

ERTA

C.S.A 25 1 176 196 CUMPLE C .Puerta 25 1 130 154 CUMPLE C. Válvula 1 25 1 104 134 CUMPLE C. Válvula 2 25 1 104 134 CUMPLE C. Válvula 3 50 1 143 200 CUMPLE Motor Pral. 25 1 92 120 CUMPLE Motor Aux. 25 1 92 120 CUMPLE C. Cantil 1 185 1 234 401 CUMPLE C. Cantil 2 185 1 234 401 CUMPLE Freno 2,5 1 2 30 CUMPLE Bat. Condensadores 70 1 325 388 CUMPLE

C.S.

A

C. Grúa 10 1 52 68 CUMPLE General T.F. monofásicas 6 1 33 46 CUMPLE T.F. galería mar 6 1 21 49 CUMPLE

T.F. sala y galería tierra 6 1 21 49 CUMPLE

T.F. múltiple 16 1 82 93 CUMPLE T.F. trifásica 16 1 82 93 CUMPLE T.F. monofásica mar 6 1 21 49 CUMPLE A. Sala Cuadros 1,5 1 13 21 CUMPLE A. Sala Máquinas 2,5 1 21 29 CUMPLE A. Galería Tierra 2,5 1 13 29 CUMPLE A. Galería Mar 2,5 1 13 29 CUMPLE A. Cantil Norte 50 1 82 192 CUMPLE

C. P

uert

a

AGITADOR 1 4 1 21 40 CUMPLE AGITADOR 2 2,5 1 21 30 CUMPLE AGITADOR 3 2,5 1 21 30 CUMPLE AGITADOR 4 4 1 21 40 CUMPLE BOMBA 1 2,5 1 13 30 CUMPLE BOMBA 2 2,5 1 13 30 CUMPLE T.F. 10 1 42 56 CUMPLE CONTROL 1,5 1 13 17 CUMPLE ALUMBRADO PUERTA 2,5 1 13 17 CUMPLE



11.5. IMPEDANCIAS DE LAS LÍNEAS DE BT DEPENDIENTES DEL CT PUERTA 11.5.1. IMPEDANCIAS MÍNIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT PUERTA

La impedancia mínima de la línea se calcula como:

Resistencia (𝑅𝐿20𝑜𝐶):

𝑅𝐿20𝑜𝐶 =𝜌20𝑜𝐶 · 𝐿𝑆 · 𝑛

Donde: 𝑅𝐿20𝑜𝐶 = Resistencia de la línea, en Ω. 𝜌20𝑜𝐶 = Resistividad del conductor a 20oC, en Ω·mm2/m. (1/56 para el cobre y 1/35

para el aluminio). 𝑆 = Sección del conductor, en mm2. 𝑛 = Número de conductores por fase.

Reactancia (𝑋𝐿): Se calcula con el valor unitario por kilómetro calculado en los apartados de caída de tensión.

𝑋𝐿(𝛺) =𝑋 � Ωkm� · L(km)

𝑛

La impedancia homopolar según el cuaderno técnico 158 de Schneider de la línea se puede estimar como:

𝑍𝑜𝐿 = 3 · 𝑍𝐿

En la siguiente tabla se muestran las impedancias mínimas de las líneas necesarias para los cálculos de los cortocircuitos máximos de los cuadros:

11.5.1.1. Impedancias mínimas de líneas de BT del CT Puerta:

Origen Destino S (mm2)

n L (m) Tª (oC)

Cond. R (Ω) X (Ω) 𝒁𝑳 𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω)

CT. Puerta C.G.B.T. Puerta 185 2 25 20 Cu 0,0012 0,0010 0,0012 + j 0,0010 C.G.B.T. Puerta C.S.A. 25 1 12 20 Cu 0,0086 0,0011 0,0086 + j 0,0011 C.G.B.T. Puerta C. Puerta 25 1 117 20 Cu 0,0836 0,0095 0,0836 + j 0,0095 C.G.B.T. Puerta M. Aux. 25 1 29 20 Cu 0,0207 0,0023 0,0207 + j 0,0023 C.G.B.T. Puerta C. Cantil 1 185 1 340 20 Cu 0,0328 0,0275 0,0328 + j 0,0275 C.G.B.T. Puerta C. Cantil 2 185 1 294 20 Cu 0,0284 0,0238 0,0284 + j 0,0238 C. Puerta Agitador 1_4 4 1 70 20 Cu 0,3125 0,0069 0,3125 + j 0,0069 C. Puerta Agitador 2_3 2,5 1 60 20 Cu 0,4286 0,0067 0,4286 + j 0,0067 C. Puerta Bomba 1A_2A 2,5 1 65 20 Cu 0,4643 0,0043 0,4643 + j 0,0043



11.5.1.2. Impedancias homopolares mínimas de líneas de BT del CT Puerta:

11.5.2. IMPEDANCIAS MÁXIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT PUERTA

La impedancia máxima de la línea se calcula como:

Resistencia (𝑅𝐿𝛳):

𝑅𝐿𝛳 =𝜌𝛳 · 𝐿𝑆 · 𝑛

𝜌𝛳 = 𝜌20𝑜𝐶 · [1 + 𝛼 · (𝜃 − 20)] Donde: 𝑅𝐿𝛳 = Resistencia de la línea a temperatura máxima admisible según el tipo de

aislamiento (70oC para termoplásticos y 90oC para termostables), en Ω. 𝜌𝛳 = Resistividad del conductor a la temperatura ϴ, en Ω·mm2/m. 𝜌20𝑜𝐶 = Resistividad del conductor a 20oC, en Ω·mm2/m. (1/56 para el cobre y 1/35

para el aluminio). 𝛼 = Coeficiente de variación de la resistencia específica por temperatura del conductor

(0,00392 para cobre y 0,00403 para aluminio), en oC-1. 𝑆 = Sección del conductor, en mm2. 𝑛 = Número de conductores por fase.



𝑛

En la siguiente tabla se muestran las impedancias máximas de las líneas necesarias para los cálculos de los cortocircuitos mínimos al final de cada línea:

Origen Destino 𝒁𝒐𝑳 𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) CT. Puerta C.G.B.T. Puerta 0,0036 + j 0,0030 C.G.B.T. Puerta C.S.A. 0,0258 + j 0,0033 C.G.B.T. Puerta C. Puerta 0,2508 + j 0,0285 C.G.B.T. Puerta C. Cantil 1 0,0984 + j 0,0825 C.G.B.T. Puerta C. Cantil 2 0,0852 + j 0,0714



11.5.2.1. Impedancias máximas en finales de líneas de BT del CT Puerta:

ORIGEN DESTINO S(mm2) n L (m)

Temp. (oC)

Cond. R (Ω) X (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω)

C.T.P C.G.B.T PUERTA 185 2 25 90 Cu 0,00154 0,00101 0,00154 + j 0,00101

C.G.

B.T.

PU

ERTA

C.S.A 25 1 12 90 Cu 0,01092 0,00113 0,01092 + j 0,00113 C .Puerta 25 1 117 90 Cu 0,10650 0,00946 0,10650 + j 0,00946 C. Válvula 1 25 1 27 90 Cu 0,02458 0,00255 0,02458 + j 0,00255 C. Válvula 2 25 1 29 90 Cu 0,02640 0,00273 0,02640 + j 0,00273 C. Válvula 3 50 1 36 90 Cu 0,01639 0,00312 0,01639 + j 0,00312 Motor Pral. 25 1 30 90 Cu 0,02857 0,00242 0,02857 + j 0,00283 Motor Aux. 25 1 29 90 Cu 0,02640 0,00234 0,02640 + j 0,00273 C. Cantil 1 185 1 340 90 Cu 0,04182 0,02748 0,04182 + j 0,02748 C. Cantil 2 185 1 294 90 Cu 0,03617 0,02376 0,03617 + j 0,02376 Freno 2,5 1 28 90 Cu 0,25488 0,00313 0,25488 + j 0,00313 Bat. Condensadores 70 1 5 90 Cu 0,00163 0,00042 0,00163 + j 0,00042

C.S.

A

C. Grúa 10 1 30 70 Cu 0,06407 0,00264 0,06407 + j 0,00264 T.F. galería mar 6 1 93 70 Cu 0,33104 0,00882 0,33104 + j 0,00882

T.F. sala y galería tierra 6 1 79 70 Cu 0,28120 0,00750 0,28120 + j 0,00750

T.F. múltiple 16 1 41 70 Cu 0,05473 0,00334 0,05473 + j 0,00334 T.F. trifásica 16 1 23 70 Cu 0,03070 0,00187 0,03070 + j 0,00187 T.F. monofásica mar 6 1 39 70 Cu 0,13882 0,00370 0,13882 + j 0,00370 A. Sala Cuadros 1,5 1 18 70 Cu 0,24917 0,00226 0,24917 + j 0,00226 A. Sala Máquinas 2,5 1 35 70 Cu 0,29877 0,00371 0,29877 + j 0,00371 A. Galería Tierra 2,5 1 95 70 Cu 0,81157 0,01007 0,81157 + j 0,01007 A. Galería Mar 2,5 1 107 70 Cu 0,91067 0,01130 0,91067 + j 0,01130 A. Cantil Norte 50 1 300 90 Cu 0,13654 0,02598 0,13654 + j 0,02598

C. P

uert

a

AGITADOR 1 4 1 70 90 Cu 0,39825 0,00687 0,39825 + j 0,00687 AGITADOR 2 2,5 1 60 90 Cu 0,54617 0,00670 0,54617 + j 0,00670 AGITADOR 3 2,5 1 60 90 Cu 0,54617 0,00670 0,54617 + j 0,00670 AGITADOR 4 4 1 70 90 Cu 0,39825 0,00687 0,39825 + j 0,00687 BOMBA 1 2,5 1 65 90 Cu 0,59169 0,00726 0,59169 + j 0,00726 BOMBA 2 2,5 1 65 90 Cu 0,59169 0,00726 0,59169 + j 0,00726 T.F. 10 1 55 70 Cu 0,11746 0,00484 0,11746 + j 0,00484 ALUMBRADO PUERTA 2,5 1 56 70 Cu 0,47447 0,00589 0,47447 + j 0,00589



11.5.3. IMPEDANCIA DE LOS MOTORES ASÍNCRONOS

El cálculo de la impedancia de los motores asíncronos se rige por el apartado 3.8 de la norma UNE-EN 60909-0 (ecuación 26).

11.5.3.1. Impedancia de motores principal y auxiliar puerta:

Datos del motor:

𝑈𝑟𝑀 = 400𝑉

𝑃𝑟𝑀 = 30.000 𝑊

cos𝜑𝑟𝑀 = 0,83

𝜂𝑟𝑀 = 0,923

𝐼𝐿𝑅𝐼𝑟𝑀

= 7

𝑝 = 4

𝑅𝑀 𝑋𝑀⁄ = 0,42 ; 𝑐𝑜𝑛 𝑋𝑀 = 0,922 · 𝑍𝑀

Ecuación 26:

𝑍𝑀 =1

𝐼𝐿𝑅 𝐼𝑟𝑀⁄ ·𝑈𝑟𝑀

√3 · 𝐼𝑟𝑀=

1𝐼𝐿𝑅 𝐼𝑟𝑀⁄ ·

𝑈𝑟𝑀2

𝑆𝑟𝑀

Sustituyendo se obtiene:

𝐙𝐌 = 𝟎,𝟐𝟐𝟔𝟎𝟑 + 𝐣 𝟎,𝟓𝟑𝟖𝟏𝟔 𝛀

Donde:

𝑈𝑟𝑀 = Tensión asignada del motor, en V.

𝑆𝑟𝑀 = Potencia aparente asignada del motor (𝑆𝑟𝑀 = 𝑃𝑟𝑀/(𝜂𝑟𝑀 · cos𝜑𝑟𝑀)).


= Relación de la corriente a rotor bloqueado a la corriente asignada del motor.

𝑝 = Número de pares de polos del motor.



11.5.3.2. Impedancia de bombas de puerta:

Datos del motor:


𝑃𝑟𝑀 = 3.000 𝑊


𝜂𝑟𝑀 = 0,943


= 6,69

𝑝 = 4

𝑅𝑀 𝑋𝑀⁄ = 0,42 ; 𝑐𝑜𝑛 𝑋𝑀 = 0,922 · 𝑍𝑀

Ecuación 26:

𝑍𝑀 =1


√3 · 𝐼𝑟𝑀=


𝑈𝑟𝑀2

𝑆𝑟𝑀


𝐙𝐌 = 𝟐,𝟑𝟔𝟎𝟗 + 𝐣 𝟓,𝟔𝟐𝟏𝟑 𝛀

11.5.3.3. Impedancia de agitadores de puerta:

Datos del motor:


𝑃𝑟𝑀 = 5.500 𝑊


𝜂𝑟𝑀 = 0,943


= 6,69

𝑝 = 4

𝑅𝑀 𝑋𝑀⁄ = 0,42 ; 𝑐𝑜𝑛 𝑋𝑀 = 0,922 · 𝑍𝑀

Ecuación 26:

𝑍𝑀 =1


√3 · 𝐼𝑟𝑀=


𝑈𝑟𝑀2

𝑆𝑟𝑀


𝐙𝐌 = 𝟏,𝟐𝟖𝟕𝟖 + 𝐣 𝟑,𝟎𝟔𝟔𝟐 𝛀



11.6. CORTOCIRCUITOS EN CUADROS Y FINALES DE LÍNEAS

Para el diseño de las protecciones frente al cortocircuito en primer lugar se calcularán los cortocircuitos máximos en los cuadros donde se alojan las protecciones y así poder elegir el poder de corte necesario de los mismos, y en segundo lugar se calcularán los cortocircuitos mínimos al final de cada una de las líneas de los cuadros que servirán para la regulación.

11.6.1. CORTOCIRCUITOS MÁXIMOS EN CUADROS

11.6.1.1. Cortocircuito máximo en C.G.B.T. Puerta:

• Sin contribución:

El cálculo del cortocircuito máximo trifásico sin contribución de los motores está basado en la ecuación 29 de la norma UNE-EN 60909-0:

𝐼𝑘𝐵𝑏′′ =𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏𝐵𝑇 = 13,71 𝑘𝐴

Donde: 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐵′′

𝐵𝑇 + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇)20𝑜𝐶 = 0,00507 + 𝑗 0,01606 𝛺

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el cuadro C.G.B.T. Puerta.

𝑍𝑒𝑞𝐵′′𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el secundario del transformador, apartado

10.3.3. 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇)20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea entre CT Puerta y C.G.B.T. Puerta a 20oC,

apartado 11.5.1.1.

• Con contribución:


La contribución del motor en C.G.B.T. Puerta (Bb) se calculará como:

𝐼𝑘𝑀𝐵𝑏′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞𝑀𝐵𝑏= 0,388 𝑘𝐴

𝑍𝑒𝑞𝑀𝐵𝑏 = 𝑍𝑀 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = 0,2467 + 𝑗 0,5405 𝛺

Donde:

𝐼𝑘𝑀𝐵𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución del motor puerta en el punto

Bb, en kA. 𝑐𝑚𝑎𝑥 = Factor de tensión máximo para la tensión de 400 V, (tabla 1 UNE-EN 60909-0). 𝑈𝑛𝐵𝑇 = Tensión en el lado de baja, en kV.



𝑍𝑒𝑞𝑀𝐵𝑏 = Impedancia equivalente del motor puerta y su línea de alimentación, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = Impedancia mínima de la línea de C.G.B.T Puerta al motor de la puerta, apartado (11.5.1.1), en Ω.

𝑍𝑀 = Impedancia del motor asíncrono de la puerta, apartado 11.5.3.1, en Ω.

Una vez calculado el cortocircuito sin contribución 𝐼𝑘𝐵𝑏′′ y la aportación del motor 𝐼𝑘𝑀𝐵𝑏′′ (la contribución es solo del motor principal o el auxiliar, nunca funcionarán los dos

motores a la vez); el cortocircuito en dicho punto con la contribución se calcula como:

𝐼𝑘𝐵𝑏𝑐𝑜𝑛′′ = 𝐼𝑘𝐵𝑏

′′ + 𝐼𝑘𝑀𝐵𝑏′′ = 𝟏𝟒,𝟏 𝐤𝐀

Donde:

𝐼𝑘𝐵𝑏𝑐𝑜𝑛′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial prevista con contribución de

las bombas en el punto Bb, en kA.

𝐼𝑘𝐵𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial sin aportación en Bb, en kA.

𝐼𝑘𝑀𝐵𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución del motor S, en kA.

Se comprueba que la contribución al cortocircuito de las bombas en el Cuadro General de Baja Tensión Puerta supone una contribución del 2,8% superior al cortocircuito máximo sin contribución en dicho punto.

11.6.1.2. Cortocircuito máximo en C.S.A.:

El cálculo del cortocircuito máximo trifásico está basado en la ecuación 29 de la norma UNE-EN 60909-0, (para este cuadro no se tiene en cuenta ninguna contribución de motores):

𝐼𝑘 𝑏.𝐶𝑆𝐴′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶𝑆𝐴𝐵𝑇 = 10,52 𝑘𝐴

Donde:

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶𝑆𝐴𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞 𝐵𝑏

𝐵𝑇 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝐶𝑆𝐴)20𝑜𝐶 = 0,01364 + 𝑗 0,01719 𝛺

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶𝑆𝐴𝐵𝑇 = Impedancia equivalente en C.S.A.

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el C.G.B.T. Puerta, apartado 11.6.1.1. 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝐶𝑆𝐴)20𝑜𝐶= Impedancia de la línea entre C.G.B.T. Puerta y C.S.A. a 20oC,

apartado 11.5.1.1.



11.6.1.3. Cortocircuito máximo en C. Puerta:



𝐼𝑘 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎𝐵𝑇 = 2,5 𝑘𝐴

Donde:

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏

𝐵𝑇 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎)20𝑜𝐶 = 0,0886 + 𝑗 0,0255 𝛺

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el Cuadro Puerta.

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el C.G.B.T. Puerta, apartado 11.6.1.1.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎)20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea entre C.G.B.T. Puerta y C. Puerta a 20oC, apartado 11.5.1.1.



La contribución de una de las bombas (o agitador) en C. Puerta se calculará al igual que se hace para una de las bombas a continuación:

𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵1′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎

𝑍𝑒𝑞𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵1 = 𝑍𝑀𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 1 + 𝑍𝐿(𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎−𝐵1) = 2,825 + 𝑗 5,629 𝛺

Donde:

𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵1′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución del motor de la

bomba 1 en C. Puerta, en kA.

𝑐𝑚𝑎𝑥 = Factor de tensión máximo para la tensión de 400 V, (tabla 1 UNE-EN 60909-0).

𝑈𝑛𝐵𝑇 = Tensión en el lado de baja, en kV.

𝑍𝑒𝑞𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵1 = Impedancia mínima equivalente en C.Puerta de la bomba 1, en Ω.



𝑍𝐿(𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎−𝐵1) = Impedancia mínima de la línea de C.Puerta al motor de la bomba 1, apartado (11.5.1.1), en Ω.

𝑍𝑀𝑏𝑜𝑚𝑏𝑎 1 = Impedancia del motor asíncrono de la bomba 1, apartado 11.5.3.2, en Ω.

Realizando el cálculo anterior para cada uno de los agitadores y bombas se obtienen las contribuciones en el C.Puerta siguientes:

𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵1′′ = 0,0367 𝑘𝐴

𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵2′′ = 0,0367 𝑘𝐴

𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐴1′′ = 0,0667 𝑘𝐴




Una vez calculado el cortocircuito sin contribución 𝐼𝑘 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎′′ y la aportación de las

bombas y agitadores de la puerta; el cortocircuito en C. Puerta con la contribución se calcula como la suma vectorial:

𝐼𝑘 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝑐𝑜𝑛′′ = 𝐼𝑘 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎

′′ + �𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵𝑖′′

2

𝑖=1

+�𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐴𝑗′′

4

𝑗=1

= 𝟐,𝟕𝟓 𝐤𝐀

Donde:

𝐼𝑘 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝑐𝑜𝑛′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial prevista con

contribución en C. Puerta, en kA.

𝐼𝑘 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial sin aportación en C.

Puerta, en kA.

∑ 𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐵𝑖′′2

𝑖=1 = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de las bombas 1 y 2, en kA.

∑ 𝐼𝑘𝑀 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 𝐴𝑗′′4

𝑗=1 = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de los agitadores (1, 2,3 y 4), en kA.



11.6.2. CORTOCIRCUITOS MÍNIMOS EN FINALES DE LÍNEA

En los apartados siguientes del capítulo se calcularán los cortocircuitos mínimos en los finales de línea para cada uno de los cuadros de la instalación, para ello se calcularán cortocircuitos tanto trifásicos, bifásicos y monofásicos fase neutro en los casos que sean necesario, y de todos ellos se seleccionará el menor.

• Cortocircuito mínimo trifásico:


𝐼𝑘′′ =𝑐𝑚𝑖𝑛 · 𝑈𝑛√3 · 𝑍𝑒𝑞

Donde:



𝑍𝑒𝑞 = Impedancia equivalente máxima prevista en el punto del defecto.

• Cortocircuito mínimo bifásico:


𝐼𝑘2′′ =√32𝐼𝑘′′

• Cortocircuito mínimo monofásico (fase-neutro):

𝐼𝑘1′′ =𝑐𝑚𝑖𝑛 · 𝑈𝑛

√3 · (𝑍𝑒𝑞 + 𝑍𝐿𝑁)

Donde:

𝑍𝐿𝑁 = Es la impedancia equivalente de la línea de neutro de retorno.




11.6.2.1. Cortocircuito mínimo en finales de líneas:

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒𝑩′′ (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO C.T.P C.G.B.T PUERTA 0,00394 + j 0,01508 0,00154 + j 0,00101 0,00154 + j 0,00101 12,906 11,18 11,868 11,177

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒𝑩𝒃 (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO

C.G.B.T. PUERTA

C.S.A 0,00548 + j 0,01609 0,01092 + j 0,00113 0,01246 + j 0,00214 9,226 7,99 6,313 6,313

C .Puerta 0,00548 + j 0,01609 0,10650 + j 0,00946 0,10804 + j 0,01047 1,910 1,65 0,984 0,984

C. Válvula 1 0,00548 + j 0,01609 0,02458 + j 0,00255 0,02612 + j 0,00356 6,203 5,37 3,632 3,632

C. Válvula 2 0,00548 + j 0,01609 0,02640 + j 0,00273 0,02794 + j 0,00374 5,926 5,13 3,432 3,432

C. Válvula 3 0,00548 + j 0,01609 0,01639 + j 0,00312 0,01793 + j 0,00413 7,537 6,53 4,755 4,755

Motor Pral. 0,00548 + j 0,01609 0,02857 + j 0,00242 - 5,660 4,90 - 4,901

Motor Aux. 0,00548 + j 0,01609 0,02640 + j 0,00234 - 5,958 5,16 - 5,160

C. Cantil 1 0,00548 + j 0,01609 0,04182 + j 0,02748 0,04336 + j 0,02849 3,412 2,95 1,894 1,894

C. Cantil 2 0,00548 + j 0,01609 0,03617 + j 0,02376 0,03771 + j 0,02477 3,806 3,30 2,144 2,144

Freno 0,00548 + j 0,01609 0,25488 + j 0,00313 - 0,840 0,73 - 0,728 Bat.

Condensadores 0,00548 + j 0,01609 0,00163 + j 0,00042 - 12,204 10,57 - 10,569

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒 𝒃.𝑪𝑺𝑨 (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵(Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO

C.S.A

C. Grúa 0,01640 + j 0,01722 0,06407 + j 0,00264 0,076531 + j 0,00478 2,647 2,29 1,380 1,380 General T.F. monofásicas 0,01640 + j 0,01722 0 0,012461 + j 0,00214 9,224 7,99 6,312 6,312

T.F. galería mar 0,01640 + j 0,01722 0,33104 + j 0,00882 0,343501 + j 0,01096 - - 0,317 0,317 T.F. sala y

galería tierra 0,01640 + j 0,01722 0,28120 + j 0,00750 0,293661 + j 0,00964 - - 0,370 0,370

T.F. múltiple 0,01640 + j 0,01722 0,05473 + j 0,00334 0,067191 + j 0,00548 2,963 2,57 1,559 1,559

T.F. trifásica 0,01640 + j 0,01722 0,03070 + j 0,00187 0,043161 + j 0,00401 4,317 3,74 2,355 2,355 T.F. monofásica

mar 0,01640 + j 0,01722 0,13882 + j 0,00370 0,151281 + j 0,00584 - - 0,713 0,713

A. Sala Cuadros 0,01640 + j 0,01722 0,24917 + j 0,00226 0,261631 + j 0,0044 - - 0,416 0,416 A. Sala

Máquinas 0,01640 + j 0,01722 0,29877 + j 0,00371 0,311231 + j 0,00585 - - 0,350 0,350

A. Galería Tierra 0,01640 + j 0,01722 0,81157 + j 0,01007 0,824031 + j 0,01221 - - 0,133 0,133

A. Galería Mar 0,01640 + j 0,01722 0,91067 + j 0,01130 0,923131 + j 0,01344 - - 0,119 0,119

A. Cantil Norte 0,01640 + j 0,01722 0,13654 + j 0,02598 0,207521 + j 0,02812 1,380 1,20 0,707 0,707

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒 𝒃.𝑪.𝑷𝑼𝑬𝑹𝑻𝑨 (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵(Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO

C. Puerta

AGITADOR 1 0,11198 + j 0,02555 0,39825 + j 0,00687 - 0,429 0,37 - 0,372

AGITADOR 2 0,11198 + j 0,02555 0,54617 + j 0,00670 - 0,333 0,29 - 0,288

AGITADOR 3 0,11198 + j 0,02555 0,54617 + j 0,00670 - 0,333 0,29 - 0,288

AGITADOR 4 0,11198 + j 0,02555 0,39825 + j 0,00687 - 0,429 0,37 - 0,372

BOMBA 1 0,11198 + j 0,02555 0,59169 + j 0,00726 - 0,311 0,27 - 0,270

BOMBA 2 0,11198 + j 0,02555 0,59169 + j 0,00726 - 0,311 0,27 - 0,270

T.F. 0,11198 + j 0,02555 0,11746 + j 0,00484 0,22550 + j 0,01531 0,948 0,82 0,480 0,480

CONTROL 0,11198 + j 0,02555 0 0,10804 + j 0,01047 - - 0,984 0,984

A. PUERTA 0,11198 + j 0,02555 0,47447 + j 0,00589 0,58251 + j 0,01636 - - 0,188 0,188



Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏 = 𝑍𝑒𝑞𝐵′′ + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 𝛳

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶𝑆𝐴 = 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝐶𝑆𝐴) 𝛳

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎 = 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝐶.𝑃𝑈𝐸𝑅𝑇𝐴) 𝛳

𝑍𝑒𝑞𝐵′′= Es la impedancia máxima que se presenta en bornas del secundario del transformador, apartado 10.4.1.1 punto 5.

𝑍𝐿 𝛳 = Impedancia de la línea a temperatura máxima admisible según el tipo de aislamiento.

𝑍𝑒𝑞 𝑁 = Es la impedancia máxima equivalente de las líneas de neutro que van del transformador al defecto.

𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏= Es la impedancia máxima equivalente en el punto Bb (C.G.B.T. Puerta).

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶𝑆𝐴= Es la impedancia máxima equivalente en C.S.A.

𝑍𝑒𝑞 𝑏.𝐶.𝑃𝑢𝑒𝑟𝑡𝑎= Es la impedancia máxima equivalente en C.Puerta.



11.7. PROTECCIÓN FRENTE A CORTOCIRCUITO

Las protecciones frente a cortocircuitos deben cumplir que:

1. El poder de corte de la protección (PdC) debe ser superior al cortocircuitomáximo previsto.

𝑃𝑑𝐶 > 𝐼𝑐𝑐 𝑚á𝑥

2. La intensidad de cortocircuito mínima producida aguas abajo de la proteccióndebe ser superior a la corriente de disparo instantánea del mismo.

𝐼𝑐𝑐 𝑚í𝑛 > 𝐼𝑛𝑠𝑡

3. La energía que deja pasar la protección para el cortocircuito máximo esperadoa despejar debe ser menor que la que es capaz de soportar el cable.

𝐸𝑝𝑎𝑠.𝑐𝑐𝑚á𝑥 < 𝐸𝑎𝑑𝑚 𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒

4. Todas las protecciones deben cumplir selectividad, es decir, las proteccionesdeben dejar que actúen las que están aguas abajo antes que ellas mismas.

En la tabla siguiente se reflejan los resultados obtenidos para cada una de las protecciones, y la verificación de todos los puntos anteriores excepto el punto 4 que se comprobará más adelante mediante la superposición de las curvas:



Origen Destino S (mm2) n Aislamiento K 𝑰𝒄𝒄 𝒎á𝒙 (kA) 𝑰𝒄𝒄 𝒎í𝒏 (kA) Protección Instantáneo (A) 𝑷𝒅𝑪 (kA) 𝑬𝒑𝒂𝒔.𝒄𝒄𝒎á𝒙 𝑬𝒂𝒅𝒎 𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆 VERIFICACIÓN C.T.PUERTA C.G.B.T PUERTA 185 2 XLPE 143 14,861 11,177 NSX630N Micrologic 2.3 6.900 50 2,20E+06 2,80E+09 CUMPLE

C.G.B.T. PUERTA

C.S.A 25 1 XLPE 143 14,097 6,312 NSX160N Micrologic 2.2 2.400 50 4,50E+05 1,28E+07 CUMPLE C .Puerta 25 1 EPR 143 14,097 0,984 NSX100N-Micrologic 5.2A -100A 800 50 1,40E+05 1,28E+07 CUMPLE C. Válvula 1 25 1 XLPE 143 14,097 3,632 NSX100N-Micrologic 2.2A-100A 1.500 50 1,40E+05 1,28E+07 CUMPLE C. Válvula 2 25 1 XLPE 143 14,097 3,432 NSX100N-Micrologic 2.2A-100A 1.500 50 1,40E+05 1,28E+07 CUMPLE C. Válvula 3 50 1 XLPE 143 14,097 4,756 NSX160N-Micrologic 2.2-160A 2.400 50 1,50E+05 5,11E+07 CUMPLE Motor Pral. 25 1 XLPE 143 14,097 4,901 GV7RE-RE100-100A 1.500 36 3,00E+05 1,28E+07 CUMPLE Motor Aux. 25 1 XLPE 143 14,097 5,160 GV7RE-RE100-100A 1.500 36 3,00E+05 1,28E+07 CUMPLE C. Cantil 1 185 1 XLPE 143 14,097 1,894 NSX250N-TM-200A 1.400 50 6,00E+05 7,00E+08 CUMPLE C. Cantil 2 185 1 XLPE 143 14,097 2,144 NSX250N-TM-200A 1.400 50 6,00E+05 7,00E+08 CUMPLE Freno 2,5 1 XLPE 143 14,097 0,728 GV2P-P06-1,60A+C60LMA-MA-1,60A 19 100 1,10E+04 1,28E+05 CUMPLE Bat. Condensadores 70 1 XLPE 143 14,097 10,568 NS250N-TM-D-250A 2.500 50 6,50E+05 1,00E+08 CUMPLE

C.S.A

C. Grúa 10 1 PVC 115 10,522 1,380 C60H-D-40A 480 15 5,50E+04 1,32E+06 CUMPLE General T.F. monofásicas 6 1 XLPE 143 10,522 6,312 C60H-C-25A 188 15 3,50E+04 7,36E+05 CUMPLE T.F. galería mar 6 1 PVC 115 10,522 0,317 C60H-C-16A 120 15 1,40E+04 4,76E+05 CUMPLE T.F. sala y galería tierra 6 1 PVC 115 10,522 0,370 C60H-C-16A 120 15 1,40E+04 4,76E+05 CUMPLE T.F. múltiple 16 1 PVC 115 10,522 1,559 C60H-C-63A 473 15 7,00E+04 3,39E+06 CUMPLE T.F. trifásica 16 1 PVC 115 10,522 2,355 C60H-C-63A 473 15 7,00E+04 3,39E+06 CUMPLE T.F. monofásica mar 6 1 PVC 115 10,522 0,713 C60H-C-16A 120 15 1,40E+04 4,76E+05 CUMPLE A. Sala Cuadros 1,5 1 PVC 115 10,522 0,416 C60H-C-10A 75 15 9,00E+03 2,98E+04 CUMPLE A. Sala Máquinas 2,5 1 PVC 115 10,522 0,350 C60H-C-16A 120 15 1,40E+04 8,27E+04 CUMPLE A. Galería Tierra 2,5 1 PVC 115 10,522 0,133 C60H-C-10A 75 15 9,00E+03 8,27E+04 CUMPLE A. Galería Mar 2,5 1 PVC 115 10,522 0,119 C60H-C-10A 75 15 9,00E+03 8,27E+04 CUMPLE A. Cantil Norte 50 1 XLPE 143 10,522 0,707 C60H-C-63A 473 15 9,00E+03 5,11E+07 CUMPLE

C.Puerta

AGITADOR 1 4 1 EPR 143 2,749 0,372 C60N-D-16A 192 10 2,10E+03 3,27E+05 CUMPLE

AGITADOR 2 2,5 1 EPR 143 2,749 0,288 C60N-D-16A 192 10 2,10E+03 1,28E+05 CUMPLE

AGITADOR 3 2,5 1 EPR 143 2,749 0,288 C60N-D-16A 192 10 2,10E+03 1,28E+05 CUMPLE

AGITADOR 4 4 1 EPR 143 2,749 0,372 C60N-D-16A 192 10 2,10E+03 3,27E+05 CUMPLE BOMBA 1 2,5 1 EPR 143 2,749 0,270 C60N-D-10A 120 10 2,00E+03 1,28E+05 CUMPLE BOMBA 2 2,5 1 EPR 143 2,749 0,270 C60N-D-10A 120 10 2,00E+03 1,28E+05 CUMPLE T.F. 10 1 PVC 115 2,749 0,480 C60N-B-32A 128 10 3,00E+03 1,32E+06 CUMPLE CONTROL 1,5 1 PVC 115 2,749 0,984 C60N-C-10A 75 10 2,00E+03 2,98E+04 CUMPLE ALUMBRADO PUERTA 2,5 1 PVC 115 2,749 0,188 C60N-C-10A 75 10 2,00E+03 8,27E+04 CUMPLE


MEMORIA DE CÁLCULO

11.7.1. SELECTIVIDAD Y REGULACIÓN DE LAS PROTECCIONES 11.7.1.1. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en CT

Puerta:

La protección de baja tensión en CT Puerta es:

NSX630N- Micrologic 2.3-630A

La protección de BT en CT Puerta debe ser selectivo con las protecciones de:

- MT del transformador (ya analizada en el Gráfico 4) - Cuadro de Servicios Auxiliares (C.S.A.) - Cuadro Puerta (C.Puerta) - Cuadro Válvula 1 - Cuadro Válvula 2 - Cuadro Válvula 3 - Motor Principal - Motor Auxiliar - Circuito Cantil 1 - Circuito Cantil 2 - Freno - Batería de condensadores


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de C.S.A

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)NSX160N-Micrologic 2.2-160A

NSX630N-Micrologic 2.3-630A

NSX160N-Micrologic 2.2-160A : Selectividad totalNSX160N-Micrologic 2.2-160A : Selectividad total

Ga&maInterruptor automáticoRelé/curvaCalibreLargo retardoIoIrtrCorto retardoIm/IsdI²t (retardo)tm/tsdInstantáneaIiSelectividadLímite

Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.94 535.8A

16.0 16.0s

6.00 3214.7A

6900.0A

Aparato aguas arriba

Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

150.00

0.90 135.0A

16.0 16.0s

5.00 675.0A

2400.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de C. Puerta.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

NSX100N-Micrologic 5.2 A-100A


NSX100N-Micrologic 5.2 A-100A : Selectividad totalNSX100N-Micrologic 5.2 A-100A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.94 535.8A

16.0 16.0s

6.00 3214.7A

6900.0A


Compact

NSX100N

Micrologic 5.2 A

100.00

72.0A

4.0 4.0s

4.00 288.0A

OFF

0.10 0.10s

8.00 800.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de Cuadro Válvula 1 y Cuadro Válvula 2.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)





Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.94 535.8A

16.0 16.0s

6.00 3214.7A

6900.0A


Compact

NSX100N

Micrologic 2.2

100.00

80.00

1.00 80.0A

16.0 16.0s

10.00 800.0A

1500.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de Cuadro Válvula 3

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)





Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.94 535.8A

16.0 16.0s

6.00 3214.7A

6900.0A


Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

110.00

1.00 110.0A

16.0 16.0s

10.00 1100.0A

2400.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de Motor Principal y Motor Auxiliar

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)GV7RE-RE100-100A



Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.94 535.8A

16.0 16.0s

6.00 3214.7A

6900.0A


TeSys GV

GV7RE

RE100

100.00

0.71 71.0A

15.0 15.0s

13.00 923.0A

15.00 1500.0A


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de C. Cantil 1 y C. Cantil 2

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

NSX250N-TM-D-200A


NSX250N-TM-D-200A : Selectividad totalNSX250N-TM-D-200A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.94 535.8A

16.0 16.0s

6.00 3214.7A

6900.0A


Compact

NSX250N

TM-D

200.00

0.90 180.0A

15.0 15.0s

7.00 1400.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Puerta frente a Protección de Freno.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

C60LMA-MA-1.60A

GV2P-P06-1.60A

NSX630H-Micrologic 2.3-630A

GV2P-P06-1.60A : Selectividad totalGV2P-P06-1.60A : Selectividad total


TeSys GV

GV2P

P06

1.60

1.30 1.3A

22.50 22.5A

Selectividad total

Multi9

C60LMA

MA

1.60

19.2A

Compact

NSX630H

Micrologic 2.3

630.00

570.00

0.95 541.5A

16.0 16.0s

6.00 3249.0A

6900.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

11.7.1.2. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en C.S.A.:

La protección de baja tensión en C.S.A. es:

NSX160N- Micrologic 2.2

La protección de BT en C.S.A. debe ser selectivo con las protecciones de:

- BT CT Puerta (ya analizada en el apartado 11.7.1.1) - Cuadro Grúa - General T.F. - T.F. múltiple - T.F. trifásica - Alumbrado Sala Cuadros - Alumbrado Sala Máquinas - Alumbrado Galería Tierra - Alumbrado Galería Mar - Alumbrado Cantil Norte


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C.S.A. frente a Protección de Cantil Norte, T.F. Múltiple y T.F. Trifásica.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

C60H-C-63A


C60H-C-63A : Selectividad totalC60H-C-63A : Selectividad total


Multi9

C60H

C

63.00

472.5A

Selectividad total

Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

150.00

0.92 138.0A

16.0 16.0s

6.00 828.0A

2400.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C.S.A. frente a Protección de Cuadro Grúa.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s) C60H-D-40A


C60H-D-40A : Selectividad totalC60H-D-40A : Selectividad total


Multi9

C60H

D

40.00

480.0A

Selectividad total

Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

150.00

0.92 138.0A

16.0 16.0s

6.00 828.0A

2400.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C.S.A. frente a Protección de General T.F.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s) C60H-C-25A




Multi9

C60H

C

25.00

187.5A

Selectividad total

Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

150.00

0.92 138.0A

16.0 16.0s

6.00 828.0A

2400.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C.S.A. frente a Protección de T.F. Galería Mar, T.F. Sala y Galería Tierra,T.F. Monofásica Mar y Alumbrado Sala Máquinas

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s) C60H-C-16A




Multi9

C60H

C

16.00

120.0A

Selectividad total

Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

150.00

0.92 138.0A

16.0 16.0s

6.00 828.0A

2400.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C.S.A. frente a Protección de Alumbrado Sala Cuadros, Alumbrado Galería Tierra y Alumbrado Galería Mar.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s) C60H-C-10A




Multi9

C60H

C

10.00

75.0A

Selectividad total

Compact

NSX160N

Micrologic 2.2

160.00

150.00

0.92 138.0A

16.0 16.0s

6.00 828.0A

2400.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

11.7.1.3. Selectividad y regulación de la protección de baja tensión en C. Puerta:

La protección de baja tensión en C. Puerta es:

NSX100N- Micrologic 5.2A -100

La protección de BT en C. Puerta debe ser selectivo con las protecciones de:

- BT CT Puerta (ya analizada en el apartado 11.7.1.1) - Agitador 1 - Agitador 2 - Agitador 3 - Agitador 4 - Bomba 1 - Bomba 2 - T.F. - Control - Alumbrado


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C. Puerta frente a Protección de T.F.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

C60N-B-32A


C60N-B-32A : Selectividad totalC60N-B-32A : Selectividad total


Compact

NSX100N

Micrologic 5.2 A

100.00

100.0A

4.0 4.0s

10.00 1000.0A

OFF

0.20 0.20s

8.00 800.0A


Multi9

C60N

B

32.00

128.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C. Puerta frente a Protección de Agitador 1, Agitador 2, Agitador 3 y Agitador 4.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s) C60N-D-16A


C60N-D-16A : Selectividad totalC60N-D-16A : Selectividad total


Multi9

C60N

D

16.00

192.0A

Selectividad total

Compact

NSX100N

Micrologic 5.2 A

100.00

100.0A

4.0 4.0s

10.00 1000.0A

OFF

0.20 0.20s

8.00 800.0A



MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C. Puerta frente a Protección de Bomba 1 y Bomba 2.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

C60N-D-10A


C60N-D-10A : Selectividad totalC60N-D-10A : Selectividad total


Compact

NSX100N

Micrologic 5.2 A

100.00

100.0A

4.0 4.0s

10.00 1000.0A

OFF

0.20 0.20s

8.00 800.0A


Multi9

C60N

D

10.00

120.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de C. Puerta frente a Protección de Control y Alumbrado.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

C60N-C-10A


C60N-C-10A : Selectividad totalC60N-C-10A : Selectividad total


Compact

NSX100N

Micrologic 5.2 A

100.00

100.0A

4.0 4.0s

10.00 1000.0A

OFF

0.20 0.20s

8.00 800.0A


Multi9

C60N

C

10.00

75.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

11.8. MANIOBRA Y CONTROL EN INSTALACIONES DEPENDIENTES DE CT PUERTA

En la siguiente tabla se muestran la aparamenta de maniobra necesaria para la puesta en marcha y desconexión de los diferentes motores, bombas y alumbrado exterior de la instalación del edificio de la puerta, todos ellos elegidos según indica el fabricante:

CUADRO DESTINO Potencia (kW)

Intensidad nominal (A)

Modelo contactor Categoría Nº

Contactores Variador de Velocidad

C.G.B.T. M. Pral. Puerta 30 67,7 LC1-D80 AC3 2 ATV71HD37N4 M. Aux. Puerta 30 67,7 LC1-D80 AC3 2 ATV71HD37N4 Freno 0,5 1,12 LC1-D09 AC3 1 -

C.S.A. A. Cantil Norte 30,78 46,8 LC1-D65 AC3 1 -

C. Puerta

Agitador 1 5,5 12,4 LC1-D12 AC3 1 - Agitador 2 5,5 12,4 LC1-D12 AC3 1 - Agitador 3 5,5 12,4 LC1-D12 AC3 1 - Agitador 4 5,5 12,4 LC1-D12 AC3 1 - Bomba 1 3 6,8 LC1-D09 AC3 1 - Bomba 2 3 6,8 LC1-D09 AC3 1 -

Para el control de la velocidad de la puerta y la reducción de dicha velocidad en los finales de carrera, se dispondrá de un variador de velocidad tipo Altivar 71. Dicho variador tiene una capacidad de hasta el 170% de sobrecarga durante 60s y hasta el 220% durante 2s, de tal manera que posibilita el accionamiento de la puerta.

Para la elección del variador de velocidad se ha elegido uno de mayor robustez, debido a la gran inercia de la puerta que es necesaria mover. Además al introducir un variador de frecuencia se hace necesario que el cable de alimentación a los motores sea un cable armado para evitar la distorsión por corrientes parásitas o desequilibrios ocasionados. Además no es necesaria la incorporación de inductancias de línea ni de inductancias de motor, ya que la aplicación y las longitudes de los cables de alimentación no hacen que sea necesario.


MEMORIA DE CÁLCULO

11.9. CÁLCULO DE LA PUESTA A TIERRA Y CONDUCTOR DE PROTECCIÓN

Se conectará la puesta a tierra de protección al sistema con las siguientes características:

• Identificación: 8/42 (según método UNESA) • Geometría: alineadas • Número de picas: 4 • Diámetro picas: 14 mm • Longitud de picas: 2 m • Separación entre picas: 3 m • Profundidad de las picas: 0,8 m

Con estos datos el parámetro de resistencia del sistema es:

Kr = 0,1 Ω / (Ω·m)

La Resistencia de puesta a tierra de protección es:

𝑅𝑎 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 𝟔 𝛀

El conductor de protección debe tener una sección tal que soporte hasta el tiempo de despeje el valor eficaz de corriente de falta esperada. Dicha sección viene determinada por la fórmula según UNE HD 60364-5-54 referida en la ITC-BT-18 por:

𝑆 >√𝐼2 · 𝑡𝑘

Donde:

𝑆 = es la superficie de la sección, en mm2.

𝐼 = es el valor eficaz de la corriente de falta esperada que puede atravesar el dispositivo de protección por un defecto de impedancia despreciable, en A.

Para este caso el cortocircuito considerado será el de fase a tierra en el C.G.B.T. Puerta.

𝐼𝑘1′′ =√3 · 𝑐𝑚á𝑥 · 𝑈𝑛

2 · 𝑍𝑒𝑞 𝐵𝑏 + 𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐵𝑏= 13,3 𝑘𝐴

Donde:

𝑐𝑚á𝑥 = Es el factor de tensión, para 0,4 kV, (véase tabla 1 UNE-EN 60909-0).

𝑈𝑛 = Tensión nominal, en kV.

𝑍𝑒𝑞 𝐵𝑏 = Impedancia mínima equivalente en C.G.B.T. Puerta, en Ω. Apartado 11.6.1.1.


MEMORIA DE CÁLCULO

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐵𝑏= Impedancia mínima equivalente homopolar en C.G.B.T. Puerta, en Ω.

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐵𝑏 = 𝑍𝑜𝑇𝐾 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶

𝑍𝑜𝑇𝐾 = Impedancia homopolar del transformador, apartado 7.1.2.1.

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶= Impedancia mínima homopolar de la línea del CT Puerta a C.B.G.T., apartado 11.5.1.2.

Sustituyendo, la sección del cable de puesta a tierra será:

𝐒 = 𝟗𝟓 𝐦𝐦𝟐 > 93 𝑚𝑚2

11.9.1. CÁLCULO DE LA DISTANCIA ENTRE LAS TOMAS DE TIERRA

Según el apartado 11 de la ITC-BT-18, “la distancia entre las tomas de tierra del centro de transformación y las tomas de tierra u otros elementos conductores enterrados en los locales de utilización es al menos igual a 15 metros para terrenos cuya resistividad no sea elevada (<100 ohmios·m)”. Para el caso que se presenta la resistividad del terreno es de 60 ohmios·m por lo que la distancia será de:

𝐃 = 𝟏𝟓 𝐦

11.9.2. CÁLCULO DE CONDUCTORES DE PROTECCIÓN PARA TOMAS DE FUERZA EN CANTIL 1 Y CANTIL 2


𝑆 >√𝐼2 · 𝑡𝑘

Donde:



Para este caso el cortocircuito considerado será el de fase a tierra en la primera T.F. del circuito del cantil. Por lo tanto se hace que 𝐼 = 𝐼𝑘1 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

′′ .

𝐼𝑘1 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿′′ =

√3 · 𝑐𝑚á𝑥 · 𝑈𝑛2 · 𝑍𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 + 𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

Donde:



𝑍𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Impedancia mínima equivalente en T.F. primera del cantil, en Ω.


MEMORIA DE CÁLCULO

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Impedancia mínima homopolar equivalente en T.F. primera del cantil, en Ω.

𝑍𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = 𝑍𝑒𝑞 𝐵𝑏 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:

𝑍𝑒𝑞 𝐵𝑏 = Impedancia mínima equivalente en C.G.B.T. Puerta (Bb), en Ω, apartado 11.6.1.1.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea de C.G.B.T. Puerta hasta primera toma del cantil, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 =𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

𝐿𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿· 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia mínima de la línea de cantil, en Ω, apartado 11.5.1.1.

𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Longitud de la línea hasta la primera T.F. del cantil, en m.

𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Longitud total de la línea del cantil, en m.

Para obtener el valor de la impedancia mínima homopolar equivalente en T.F. primera del cantil (𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿):

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = 𝑍𝑜𝑇𝐾 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:


𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶= Impedancia mínima homopolar de la línea del CT Puerta a C.B.G.T., apartado 11.5.1.2.

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia homopolar de la línea de C.G.B.T. Puerta hasta la primera T.F. del cantil, en Ω.

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = 𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿𝐿𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

· 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia mínima homopolar de la línea del C.G.B.T. Puerta a T.F. Cantil, apartado 11.5.1.2.

Sustituyendo valores para los dos circuitos del cantil se obtiene:

𝐼𝑘1 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 1′′ = 6,37 𝑘𝐴


Por lo tanto las secciones de los conductores de protección serán:

𝑺𝑪𝑨𝑵𝑻𝑰𝑳 𝟏 = 𝟓𝟎 𝐦𝐦𝟐 > 44,6 𝑚𝑚2

𝑺𝑪𝑨𝑵𝑻𝑰𝑳 𝟐 = 𝟑𝟓 𝐦𝐦𝟐 > 34,1 𝑚𝑚2


MEMORIA DE CÁLCULO

11.9.3. SECCIÓN DE LOS CONDUCTORES DE PROTECCIÓN DE LOS CIRCUITOS DEL CUADRO C.G.B.T. PUERTA

Las secciones de los conductores de protección seguirán lo establecido en la tabla 2 de la ITC-BT-18 a excepción de los calculados en los apartados 11.9 y 11.9.2.

ORIGEN DESTINO Línea S(mm2)

L (m)

C. Protección

S(mm2) C.G.B.T PUERTA Puesta a tierra 2x185 25 95

C.G.

B.T.

PU

ERTA

C.S.A 25 12 16

C .Puerta 25 117 25* C. Válvula 1 25 27 16 C. Válvula 2 25 29 16 C. Válvula 3 50 36 25 Motor Pral. 25 30 16 Motor Aux. 25 29 16 C. Cantil 1 185 340 50 C. Cantil 2 185 294 35 Freno 2,5 28 2,5 Bat. Condensadores 70 5 35

C.S.

A

C. Grúa 10 30 10 T.F. galería mar 6 93 6

T.F. sala y galería tierra 6 79 6 T.F. múltiple 16 41 16 T.F. trifásica 16 23 16 T.F. monofásica mar 6 39 6 A. Sala Cuadros 1,5 18 2,5 A. Sala Máquinas 2,5 35 2,5 A. Galería Tierra 2,5 95 2,5 A. Galería Mar 2,5 107 2,5 A. Cantil Norte 50 300 25

C. P

uert

a

AGITADOR 1 4 70 4 AGITADOR 2 2,5 60 2,5 AGITADOR 3 2,5 60 2,5 AGITADOR 4 4 70 4 BOMBA 1 2,5 65 2,5 BOMBA 2 2,5 65 2,5 T.F. 10 55 16 CONTROL 1,5 1 2,5 ALUMBRADO PUERTA 2,5 56 2,5

* Aunque la sección mínima es de 16, la sección mínima del fabricante es 25mm2


MEMORIA DE CÁLCULO

11.10. PROTECCION FRENTE A CONTACTOS INDIRECTOS

Atendiendo el apartado 4.1.2 de la ITC-BT-24 en la que se especifica las características y prescripciones de los dispositivos de protección para el esquema TT, se cumplirá la siguiente condición:

𝑅𝐴 · 𝐼𝑎 ≤ 𝑈𝐿

Donde:

𝑅𝐴 =Es la suma de las resistencias de la toma de tierra y de los conductores de protección de las masas, en Ω.

𝑅𝐴 = 𝑅𝑎 + 𝑅𝐶𝑃

𝑅𝑎 = Resistencia de puesta a tierra de protección (apartado 11.9), en Ω.

𝑅𝐶𝑃 = Resistencia del conductor de protección, en Ω.

𝑅𝐶𝑃 =𝐿 · 𝜌𝑆

𝐼𝑎 = Es la corriente que asegura el funcionamiento automático del dispositivo de protección. Cuando el dispositivo de protección es un DDR es la corriente diferencial-residual asignada.

𝑈𝐿 = Es la tensión de contacto límite convencional (50, 24 V u otras, según los casos).


MEMORIA DE CÁLCULO

ORIGEN DESTINO Línea S(mm2) 𝑼𝑳 (V)

𝑹𝑨 (Ω) 𝑰𝒂 (mA) 𝑹𝑨 · 𝑰𝒂 ≤ 𝑼𝑳 Relé diferencial Núcleo

Toroidal C.T.P C.G.B.T PUERTA 2x185 50 6,0 1000 CUMPLE RHU MA120

C.G.

B.T.

PU

ERTA

C.S.A 25 50 6,0 500 CUMPLE RHU PA50 C .Puerta 25 24 6,2 500 CUMPLE RH248E PA50 C. Válvula 1 25 24 6,0 500 CUMPLE RH248E PA50 C. Válvula 2 25 24 6,0 500 CUMPLE RH248E PA50 C. Válvula 3 50 24 6,0 500 CUMPLE RH248E PA50 Motor Pral. 25 24 6,0 300 CUMPLE RH248E PA50 Motor Aux. 25 24 6,0 300 CUMPLE RH248E PA50 C. Cantil 1 185 24 6,2 500 CUMPLE RH248E IA80 C. Cantil 2 185 24 6,2 500 CUMPLE RH248E IA80 Freno 2,5 24 6,3 300 CUMPLE Blq Vigi C60 3P multi9 C. A Bat. Cond. 70 50 6,0 300 CUMPLE RH240E PA50

C.S.

A

C. Grúa 10 24 6,1 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 4P multi9 300mA C. A T.F. General 6 24 6,0 30 CUMPLE Blq Vigi C60 4P multi9 30mA C. A T.F. múltiple 16 24 6,0 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 4P multi9 300mA C. AC T.F. trifásica 16 24 6,2 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 4P multi9 300mA C. AC A. Sala Cuadros 1,5 24 6,9 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 2P multi9 30mA C. AC A. Sala Máquinas 2,5 24 7,0 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 2P multi9 30mA C. AC A. Galería Tierra 2,5 24 6,4 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 2P multi9 30mA C. AC A. Galería Mar 2,5 24 6,6 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 2P multi9 30mA C. AC A. Cantil Norte 50 24 6,3 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 4P multi9 30mA C. AC

C. P

uert

a

AGITADOR 1 4 24 6,7 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 3P multi9 300mA C. A AGITADOR 2 2,5 24 6,6 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 3P multi9 300mA C. A AGITADOR 3 2,5 24 6,8 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 3P multi9 300mA C. A AGITADOR 4 4 24 6,8 300 CUMPLE Blq. Vigi C60 3P multi9 300mA C. A BOMBA 1 2,5 24 6,2 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 3P multi9 300mA C. A BOMBA 2 2,5 24 6,2 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 3P multi9 300mA C. A T.F. 10 24 6,7 30 CUMPLE Blq. Vigi C60 4P multi9 300mA C. AC CONTROL 1,5 50 6,0 1000 CUMPLE Blq. Vigi C60 2P multi9 30mA C. si A A. PUERTA 2,5 24 6,0 500 CUMPLE Blq. Vigi C60 2P multi9 30mA C. AC

Donde:

Blq.: significa Bloque

C.: Hace referencia a la clase del diferencial.

si: Superinmunizado


MEMORIA DE CÁLCULO

El tiempo máximo en el que es posible mantener la tensión de contacto viene determinado en la IEC 60364, según la siguiente tabla:

Tensión de contacto 𝑼𝒄 (V)

Tiempo máx. despeje (s)

Locales secos 𝑈𝐿 ≤ 50 𝑉 < 50 5 50 5 75 0,6 90 0,45 120 0,34 150 0,27 220 0,17 280 0,12 350 0,08 500 0,04 Locales húmedos 𝑈𝐿 ≤ 24 𝑉 25 5 50 0,48 75 0,3 90 0,25 110 0,18 150 0,1 220 0,05 280 0,02

La tensión de contacto 𝑈𝑐 viene definida por:

𝑈𝑐 =𝑅𝐴

𝑅𝐴 + 𝑅𝐵· 𝑈𝐿

Donde:

𝑅𝐵 = Es la resistencia de la puesta a tierra del neutro del transformador (apartado 10.8.10), en Ω.


MEMORIA DE CÁLCULO

ORIGEN DESTINO 𝑼𝑳 (V)

𝑼𝒄 (V) 𝑰𝒂 (mA) Tiempo despeje (s)

C.T.P C.G.B.T PUERTA 50 76,4 1000 0,58

C.G.

B.T.

PU

ERTA

C.S.A 50 76,6 500 0,58 C .Puerta 24 77,8 500 0,29 C. Válvula 1 24 76,7 500 0,29 C. Válvula 2 24 76,8 500 0,29 C. Válvula 3 24 76,7 500 0,29 Motor Pral. 24 76,8 300 0,29 Motor Aux. 24 76,8 300 0,29 C. Cantil 1 24 78,3 500 0,28 C. Cantil 2 24 78,0 500 0,29 Freno 24 78,5 300 0,28 Bat. Condensadores 50 76,4 300 0,58

C.S.

A

C. Grúa 24 77,1 300 0,29 T.F. galería mar 24 79,5 30 0,28 T.F. sala y galería tierra 24 77,1 300 0,29 T.F. múltiple 24 76,8 300 0,29 T.F. trifásica 24 77,9 30 0,29 T.F. monofásica mar 24 79,2 30 0,28 A. Sala Cuadros 24 83,6 30 0,27 A. Sala Máquinas 24 84,4 30 0,26 A. Galería Tierra 24 80,1 30 0,28 A. Galería Mar 24 81,1 300 0,28 A. Cantil Norte 24 82,2 300 0,27

C. P

uert

a

AGITADOR 1 24 82,2 300 0,27 AGITADOR 2 24 81,1 300 0,28 AGITADOR 3 24 82,6 300 0,27 AGITADOR 4 24 82,6 300 0,27 BOMBA 1 24 78,5 30 0,28 BOMBA 2 24 78,0 30 0,29 T.F. 24 81,9 30 0,27 CONTROL 50 76,4 1000 0,58 ALUMBRADO PUERTA 24 76,6 500 0,58


MEMORIA DE CÁLCULO

11.11. CÁLCULO DEL MONTAJE FESTOON

El tipo de carro portacables será de Perfil-I del fabricante VAHLE SISTEMAS DE ELECTRIFICACIÓN.

Los parámetros del carro serán:

Modelo: “WN 20 F/ 50-125”

Longitud adicional de cable (f): 1.1 para velocidades de hasta 35m/min

Recorrido (S): 56m

Longitud del carro (l)= 0.125m

Diámetro de la bandeja (D)= 0.05

Altura de los bucles (h)=1.5m

Longitud de conexión al elemento fijo (lE)= 1.5m

Longitud de conexión al carro de arrastre (lM)=2.6m

Espacio libre en el aparcamiento (Z)= 0.5m

Número de bucles (n):

𝑛 =𝑓 · 𝑆

2ℎ − 𝑓 · 𝑙 + 1.254𝐷= 21

Espacio de aparcamiento (SP):

𝑆𝑃 = 𝑙(𝑛 − 1) + 𝑙𝐸 + 𝑙𝑀 + 𝑍 = 7.1𝑚

Longitud del cable (L):

𝐿 = (𝑆 + 𝑆𝑃) · 𝑓 = 69.41

Redondeo L=70m


MEMORIA DE CÁLCULO

12. CÁLCULOS BAJA TENSIÓN DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 400

12.1. INTENSIDADES DE DISEÑO

Para el cálculo de las intensidades de los distintos circuitos se tendrá en cuenta la potencia simultánea máxima demandada.

El cálculo de la intensidad vendrá dada por:

𝐼𝑑 =𝑃


Donde:

𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, en V. cos𝜑 = Factor de potencia de la carga.

12.1.1. INTENSIDAD DE DISEÑO TRAMO CT BOMBEO 400 – C.G.B.T. BOMBEO 400

Para el tramo comprendido entre el CT BOMBEO 400 y C.G.B.T. Bombeo 400, la intensidad de diseño será la correspondiente a la potencia máxima del transformador con factor de potencia 1, de forma que para cualquier posible ampliación no sea necesaria la sustitución del cable proyectado.

𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, 400.000 W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, 400 V. cos𝜑 = Factor de potencia de la carga 1.

𝐼𝑑 =𝑃

√3 · 𝑈𝑛 · cos𝜑= 577 𝐴


MEMORIA DE CÁLCULO

12.1.2. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 400


Motores: El factor de corrección de 1,25 de la intensidad a plena carga del motor de mayor potencia, según ITC-BT-47. Además corregirá con 1,15, para tener en cuenta una sobrecarga del 15% sobre la intensidad nominal.

Batería de condensadores: El factor de 1,5 veces la intensidad nominal de la batería, según ITC-BT 48.






𝑈𝑛 · cos𝜑Donde:

𝑓= Factor de corrección. 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, (circuito trifásico 400 V, circuito monofásico 230 V). cos𝜑 = Factor de potencia de la carga.

En la siguiente tabla se reflejan las líneas que alimenta el C.G.B.T. Bombeo 400 con sus potencias simultáneas máximas demandadas.

C.G.B.T. BOMBEO 400 Potencia Máxima

(W)



Bomba 1A 30.240 18.741 35.576 0,85 400 73,8 Bomba 2A 30.240 18.741 35.576 0,85 400 73,8 Actuador Válvula B. 1S 3.000 2.016 3.614 0,83 400 6,5 Actuador Válvula B. 2S 3.000 2.016 3.614 0,83 400 6,5 Actuador Válvula B. 3S 3.000 2.016 3.614 0,83 400 6,5 Actuador Válvula B. 4S 3.000 2.016 3.614 0,83 400 6,5 C.3 Cantil 110.000 56.355 123.596 0,89 400 178,4 C.4 Cantil 110.000 56.355 123.596 0,89 400 178,4 *Alum. Centro Seccionamiento 369 121 389 0,95 230 1,69 T.F. Múltiple bombeo 33.000 16.906 37.079 0,89 400 53,5 Alum. Sala Cuadros Bombeo 369 121 389 0,95 230 1,7 Alum. Cantil Sur 46.170 15.175 48.600 0,95 400 70,1 Batería Condensadores 0 -87.000 87.000 0,00 400 188,4

Nota: Los valores indicados en la tabla están redondeados. * El alumbrado del Centro de Seccionamiento parte del último cuadro del circuito C.4 Cantil


MEMORIA DE CÁLCULO


Los valores de las secciones aquí mostrados son los correspondientes a los obtenidos después de realizar el proceso completo de selección (densidad de corriente, caída de tensión y cortocircuito).

12.2.1. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN TRAMO CTB 400 - C.G.B.T. BOMBEO 400

Para el tramo comprendido entre el CT Bombeo 400 y C.G.B.T. Bombeo 400, el método de instalación es mediante tubo soterrado y se aplicará la ITC-BT-07 del Reglamento de Baja Tensión.










𝑓 = 1 · 1,06 · 0,8 · 0,97 · 0,8 = 0,658






Por lo tanto la intensidad admisible de la tabla debe ser superior a 438 A, la sección inmediata superior a dicha intensidad admisible es 185 mm2.

La intensidad admisible para la sección de 185 mm2 y las condiciones de operación es:



MEMORIA DE CÁLCULO

12.2.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 400



Profundidad enterramiento: 0,7 m.







MEMORIA DE CÁLCULO

* El alumbrado del Centro de Seccionamiento parte del último cuadro del circuito C.4 Cantil

C.G.B.T. BOMBEO 400 𝑰𝒅(A) ITC Método Inst. Aisl. Coef. Tem. Amb / Bajo Tubo

Coef. Tª. Terr.

Coef. Resis. Terr.


circuitos

Coef. Profundidad

Coef. Total

𝑰𝒂𝒅𝒎(A)

S (mm2)



Bomba 1A 73,8 07 T.5 tubo EPR tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 2 0,8 T.9 1 0,678 109 25 140 95 1

Bomba 2A 73,8 07 T.5 tubo EPR tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 2 0,8 T.9 1 0,678 109 25 140 95 1

Actuador Válvula B. 1S 6,5 07 T.5 tubo EPR tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 3 0,7 T.9 1 0,594 11 6 64 38 1




C.3 Cantil 178,4 07 T.5 tubo XLPE tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 2 0,8 T.9 1 0,678 263 120 380 258 1

C.4 Cantil 178,4 07 T.5 tubo XLPE tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 2 0,8 T.9 1 0,678 263 150 425 288 1

*Al. Centro Seccionamiento 1,69 07 T.5 tubo XLPE tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 1 1 T.9 1 0,85 2 6 72 61 1

T.F. Múltiple bombeo 53,5 19 T.52-C3 col.4 B1 PVC T.52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 57 16 68 64 1

Al. Sala Cuadros Bombeo 1,7 19 T.52-C3 col.4 B1 PVC T.52-D1 0,94 1 1 1 1 0,94 1,8 1,5 15,5 14,5 1

Al. Cantil Sur 70,1 07 T.5 tubo XLPE tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 fila 1 1 1 T.9 1 0,85 83 50 230 195 1

Batería Condensadores 188,4 19 T.52-C11 col.6 F XLPE T.52-D1 0,96 1 1 T.52-E5 1 1 1 0,96 196 50 216 207 1


MEMORIA DE CÁLCULO

Donde:













1,5 26,5 - 21,36 - 26,94 - 21,67 - 25,075 20,194

2,5 15,92 - 12,88 - 16,23 - 13,1 - 15,356 12,395

4 9,96 - 8,1 - 10,16 - 8,23 - 9,553 7,747

6 6,74 - 5,51 - 6,87 - 5,59 - 6,383 5,205

10 4 - 3,31 - 4,06 - 3,34 - 3,792 3,125

16 2,51 4,15 2,12 3,42 2,56 4,24 2,13 3,48 2,383 1,991

25 1,59 2,62 1,37 2,19 1,62 2,66 1,38 2,21 1,507 1,288

35 1,15 1,89 1,01 1,6 1,17 1,93 1,01 1,62 1,086 0,952

50 0,85 1,39 0,77 1,21 0,86 1,42 0,77 1,22 0,802 0,728

70 0,59 0,97 0,56 0,86 0,6 0,98 0,56 0,87 0,555 0,529

95 0,42 0,7 0,43 0,65 0,43 0,71 0,42 0,65 0,4 0,403

120 0,34 0,55 0,36 0,53 0,34 0,56 0,35 0,53 0,317 0,335

150 0,27 0,45 0,31 0,45 0,28 0,46 0,3 0,44 0,257 0,288

185 0,22 0,36 0,26 0,37 0,22 0,37 0,26 0,37 0,205 0,246

240 0,17 0,27 0,22 0,3 0,17 0,28 0,21 0,3 - -

300 0,14 0,22 0,19 0,26 0,14 0,222 0,18 0,25 - -

400 0,11 0,17 0,17 0,22 0,11 0,18 0,16 0,21 - -


MEMORIA DE CÁLCULO


∆𝑢1 = √3 · 𝑅 ∆𝑢0,8 = √3 · (𝑅 · 0,8 + 𝑋 · 0,6)






12.3.1. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN EL TRAMO CT BOMBEO 400 A C.G.B.T. BOMBEO 400





𝑰𝒅(A) L(m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) n C.G.B.T. BOMBEO 400 577,4 13 185 0,97 0,250 0,127 0,081 0,928 0,232 2

Donde:






MEMORIA DE CÁLCULO

12.3.2. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 400

Para el cálculo de las caídas de tensión de cada una de las líneas del C.G.B.T. Bombeo 400, en primer lugar se calcularán las líneas de alumbrado y luego las caídas de las líneas de las demás cargas.

12.3.2.1. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Sala de Cuadros Bombeo:








Donde:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(%) = ∆𝑉𝐶𝐺𝐵𝑇 + ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜

∆𝑉𝐶𝐺𝐵𝑇 = Caída de tensión en tanto por ciento hasta el cuadro C.G.B.T. Bombeo 400 (apartado 12.3.1).

∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 = Caída de tensión en tanto por ciento del tramo de alumbrado.

C.A. Sala Cuadros Bombeo

𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐 (%)


Cuadro-1 1,69 9,00 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,42 0,18 1_2 1,13 4,00 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,12 0,05 2_3 0,56 4,00 1,5 0,95 27,587 14,477 0,129 0,06 0,03

TOTAL 0,26 0,5


MEMORIA DE CÁLCULO

12.3.2.2. Criterio de caída de tensión en línea de alumbrado de Cantil Sur:








∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙(%) = ∆𝑉𝐶𝐺𝐵𝑇 + ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 𝑚𝑎𝑦𝑜𝑟

Donde:



C.A. Cantil Sur 𝑰𝒅(A) L (m) S (mm2) cosϕ Tipo

Circuito ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒓𝒂𝒎𝒐(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

Cuadro-1 70,4 70 50 0,95 trifásico 0,854 0,491 0,087 4,212 1,053 1_2 47,0 100 50 0,95 trifásico 0,854 0,491 0,087 4,012 1,003 2_L18 7,8 25 2,5 0,95 monofásico 17,873 9,370 0,112 3,497 1,520 3,58 2_3 23,5 100 50 0,95 trifásico 0,854 0,491 0,087 2,006 0,501 3_L27 7,8 25 2,5 0,95 monofásico 17,873 9,370 0,112 3,497 1,520 4,08 TOTAL 4,31


MEMORIA DE CÁLCULO

12.3.2.3. Criterio de caída de tensión de tomas de fuerza y otras cargas de C.G.B.T. BOMBEO 400:







Donde:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 + ∆𝑉𝐶𝐺𝐵𝑇



C.G.B.T BOMBEO 400 𝑰𝒅(A) L (m)

S (mm2) cosϕ Aisl. Tipo

Cable ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

Bomba 1A 73,8 44 25 0,85 EPR tripolar 1,451 0,935 0,081 4,712 1,178 1,41 Bomba 2A 73,8 44 25 0,85 EPR tripolar 1,451 0,935 0,081 4,712 1,178 1,41 Actuador Válvula B. 1S 6,5 20 6 0,83 EPR tripolar 5,789 3,966 0,090 0,755 0,189 0,42 Actuador Válvula B. 2S 6,5 22 6 0,83 EPR tripolar 5,789 3,966 0,090 0,831 0,208 0,44 Actuador Válvula B. 3S 6,5 24 6 0,83 EPR tripolar 5,789 3,966 0,090 0,906 0,227 0,46 Actuador Válvula B. 4S 6,5 26 6 0,83 EPR tripolar 5,789 3,966 0,090 0,982 0,245 0,48 C.3 Cantil 178,4 215 120 0,89 XLPE unipolar 0,369 0,196 0,085 14,17 3,543 3,77 C.4 Cantil 178,4 265 150 0,89 XLPE unipolar 0,312 0,156 0,090 14,74 3,684 3,92 Al. Centro Seccionamiento 1,69 105 6 0,95 XLPE unipolar 7,46 3,891 0,114 1,325 0,576 4,49

T.F. Múltiple bombeo 53,5 8 16 0,89 PVC unipolar 2,185 1,376 0,081 0,936 0,234 0,47 Batería Condensadores 188,4 8 50 0,00 XLPE unipolar 0,150 0,491 0,087 0,226 0,057 0,29


MEMORIA DE CÁLCULO



Condición 1:


Condición 2:



1,3 · 𝐼𝑟 < 1,45 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒

• Fusible:

1,6 · 𝐼𝑟 < 1,45 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒


MEMORIA DE CÁLCULO



ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝑰𝒅(A) 𝑰𝒓(A) 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆(A) Verificación C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 185 2 577,4 579,6 631,7 CUMPLE

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 4

00

Bomba 1A 25 1 73,8 80,0 95,0 CUMPLE Bomba 2A 25 1 73,8 80,0 95,0 CUMPLE Actuador Válvula B. 1S 6 1 6,5 7,0 38,0 CUMPLE Actuador Válvula B. 2S 6 1 6,5 7,0 38,0 CUMPLE Actuador Válvula B. 3S 6 1 6,5 7,0 38,0 CUMPLE Actuador Válvula B. 4S 6 1 6,5 7,0 38,0 CUMPLE C.3 Cantil 120 1 178,4 180,0 257,8 CUMPLE C.4 Cantil 150 1 178,4 180,0 288,3 CUMPLE Alum. Centro Seccionamiento 6 1 1,7 16 61,1 CUMPLE T.F. Múltiple bombeo 16 1 53,5 63,0 63,9 CUMPLE Alum. Sala Cuadros Bombeo 1,5 1 1,7 10,0 14,6 CUMPLE Alum. Cantil Sur 50 1 70,1 80,0 195 CUMPLE Batería Condensadores 50 1 188,4 200,0 207,4 CUMPLE



ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝟏,𝟑 · 𝑰𝒓 (A) 𝟏,𝟒𝟓 · 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆(A) Verificación C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 185 2 753 916 CUMPLE

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 4

00

Bomba 1A 25 1 104 138 CUMPLE Bomba 2A 25 1 104 138 CUMPLE Actuador Válvula B. 1S 6 1 9 55 CUMPLE Actuador Válvula B. 2S 6 1 9 55 CUMPLE Actuador Válvula B. 3S 6 1 9 55 CUMPLE Actuador Válvula B. 4S 6 1 9 55 CUMPLE C.3 Cantil 120 1 234 374 CUMPLE C.4 Cantil 150 1 234 418 CUMPLE Alum. Centro Seccionamiento 6 1 21 89 CUMPLE T.F. Múltiple bombeo 16 1 82 93 CUMPLE Alum. Sala Cuadros Bombeo 1,5 1 13 21 CUMPLE Alum. Cantil Sur 50 1 104 283 CUMPLE Batería Condensadores 50 1 260 301 CUMPLE



MEMORIA DE CÁLCULO

12.5. IMPEDANCIAS DE LAS LÍNEAS DE BT DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 400 12.5.1. IMPEDANCIAS MÍNIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 400








𝑛




12.5.1.1. Impedancias mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 400:

Origen Destino S (mm2) n L

(m) Tª

(oC) Cond. R (Ω) X (Ω) 𝒁𝑳 𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω)

CT. B. 400 C.G.B.T. BOMBEO 400 185 2 13 20 Cu 0,00063 0,00053 0,00063 + j 0,00053

C.G.B.T. BOMBEO

400

Bomba 1A 25 1 44 20 Cu 0,03143 0,00356 0,03143 + j 0,00356 Bomba 2A 25 1 44 20 Cu 0,03143 0,00356 0,03143 + j 0,00356 C.3 Cantil 120 1 215 20 Cu 0,03199 0,01821 0,03199 + j 0,01821 C.4 Cantil 150 1 265 20 Cu 0,03155 0,02397 0,03155 + j 0,02397


MEMORIA DE CÁLCULO

12.5.1.2. Impedancias homopolares mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 400:

12.5.2. IMPEDANCIAS MÁXIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 400










𝑛


Origen Destino 𝒁𝒐𝑳 𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) CT. B. 400 C.G.B.T. BOMBEO 400 0,0019 + j 0,0016

C.G.B.T. BOMBEO

400

Bomba 1A 0,0943 + j 0,0107 Bomba 2A 0,0943 + j 0,0107 C.3 Cantil 0,0960 + j 0,0546 C.4 Cantil 0,0945 + j 0,0719


MEMORIA DE CÁLCULO

12.5.2.1. Impedancias máximas en finales de líneas de BT del CT Bombeo 400:

ORIGEN DESTINO S (mm2) n L (m) Temp.

(oC) Cond. R (Ω) X (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω)

C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 185 2 13 90 Cu 0,00080 0,00052 0,00080 + j 0,00052

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 4

00

Bomba 1A 25 1 44 90 Cu 0,04005 0,00356 0,04005 + j 0,00356 Bomba 2A 25 1 44 90 Cu 0,04005 0,00356 0,04005 + j 0,00356 Actuador Válvula B. 1S 6 1 20 90 Cu 0,07586 0,00181 0,07586 + j 0,00181 Actuador Válvula B. 2S 6 1 22 90 Cu 0,08344 0,00199 0,08344 + j 0,00199 Actuador Válvula B. 3S 6 1 24 90 Cu 0,09103 0,00217 0,09103 + j 0,00217 Actuador Válvula B. 4S 6 1 26 90 Cu 0,09861 0,00235 0,09861 + j 0,00235 C.3 Cantil 120 1 215 90 Cu 0,04077 0,01821 0,04077 + j 0,01821 C.4 Cantil 150 1 265 90 Cu 0,04020 0,02397 0,04020 + j 0,02397 T.F. Múltiple bombeo 16 1 8 70 Cu 0,01068 0,00065 0,01068 + j 0,00065 Alum. Sala Cuadros Bombeo 1,5 1 17 70 Cu 0,24205 0,00219 0,24205 + j 0,00219 Alum. Cantil Sur 50 1 270 90 Cu 0,12288 0,02338 0,12288 + j 0,02338 Batería Condensadores 50 1 8 90 Cu 0,00364 0,00069 0,00364 + j 0,00069

C.4 Cantil Alum. Centro Seccionamiento 6 1 105 90 Cu 0,39825 0,01192 0,39825 + j 0,01192


MEMORIA DE CÁLCULO


El cálculo de la impedancia de los motores asíncronos se rige por el apartado 3.8 de la norma UNE-EN 60909-0 (ecuación 26).

12.5.3.1. Impedancia de bombas 1A y 2A:

Datos del motor:


𝑃𝑟𝑀 = 33.000 𝑊


𝜂𝑟𝑀 = 0,915


= 5,615

𝑝 = 4

𝑅𝑀 𝑋𝑀⁄ = 0,42 ; 𝑐𝑜𝑛 𝑋𝑀 = 0,922 · 𝑍𝑀

Ecuación 26:

𝑍𝑀 =1


√3 · 𝐼𝑟𝑀=


𝑈𝑟𝑀2

𝑆𝑟𝑀


𝐙𝐌 = 𝟎,𝟐𝟔𝟒𝟔 + 𝐣 𝟎,𝟔𝟐𝟗𝟗 𝛀

Donde:

𝑈𝑟𝑀 = Tensión asignada de la bomba, en V.






MEMORIA DE CÁLCULO




12.6.1.1. Cortocircuito máximo en C.G.B.T. Bombeo 400:



𝐼𝑘𝐷𝑏′′ =𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐵𝑏𝐵𝑇 = 14,25 𝑘𝐴

Donde: 𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐷′′

𝐵𝑇 + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇)20𝑜𝐶 = 0,00448 + 𝑗 0,01557 𝛺

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el cuadro C.G.B.T. Bombeo 400.

𝑍𝑒𝑞𝐷′′𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el secundario del transformador, apartado

9.3.3. 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇)20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea entre CT Bombeo 400 y C.G.B.T. Bombeo 400

a 20oC, apartado 12.5.1.1.



La contribución de las bombas 1A y 2A en C.G.B.T. Bombeo 400 (Db) se calculará como:

𝐼𝑘𝑀𝐷𝑏′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞𝑀𝐷𝑏= 0,33 𝑘𝐴

𝑍𝑒𝑞𝑀𝐷𝑏 = 𝑍𝑀 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = 0,2960 + 𝑗 0,6334 𝛺

Donde:

𝐼𝑘𝑀𝐷𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de la bomba tipo A en el

punto Db, en kA. 𝑐𝑚𝑎𝑥 = Factor de tensión máximo para la tensión de 400 V, (tabla 1 UNE-EN 60909-0). 𝑈𝑛𝐵𝑇 = Tensión en el lado de baja, en kV.


MEMORIA DE CÁLCULO

𝑍𝑒𝑞𝑀𝐷𝑏 = Impedancia equivalente de la bomba tipo A y su línea de alimentación, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = Impedancia mínima de la línea de C.G.B.T. Bombeo 400 a la bomba, (apartado 12.5.1.1), en Ω.

𝑍𝑀 = Impedancia del motor asíncrono de la puerta, apartado 12.5.3.1, en Ω.

Una vez calculado el cortocircuito sin contribución 𝐼𝑘𝐷𝑏′′ y la aportación de cada bomba 𝐼𝑘𝑀𝐷𝑏′′ ; el cortocircuito en dicho punto con la contribución se calcula como:

𝐼𝑘𝐷𝑏𝑐𝑜𝑛′′ = 𝐼𝑘𝐷𝑏

′′ + 𝐼𝑘𝑀1𝐷𝑏′′ + 𝐼𝑘𝑀2𝐷𝑏

′′ = 𝟏𝟒,𝟗 𝐤𝐀

Donde:

𝐼𝑘𝐷𝑏𝑐𝑜𝑛′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial prevista con contribución de

las bombas en el punto Db, en kA.

𝐼𝑘𝐷𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial sin aportación en Db, en kA.

𝐼𝑘𝑀1𝐷𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de la bomba 1A, en kA.

𝐼𝑘𝑀2𝐷𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de la bomba 2A, en kA.

Se comprueba que la contribución al cortocircuito de las bombas en el Cuadro General de Baja Tensión de Bombeo 400 supone una contribución del 4,6% superior al cortocircuito máximo sin contribución en dicho punto.

12.6.1.2. Cortocircuito máximo en último cuadro de tomas cantil sur

El cálculo del cortocircuito máximo trifásico en cuadro de tomas está basado en la ecuación 29 de la norma UNE-EN 60909-0:

𝐼𝑘 𝑢𝑇.𝐹.𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞 𝑢𝑇.𝐹.𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝐵𝑇 = 4,32 𝑘𝐴

Donde: 𝑍𝑒𝑞 𝑢𝑇.𝐹.𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏𝐵𝑇 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑢 𝑇.𝐹.𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙)20𝑜𝐶 = 0,03603 + 𝑗 0,03954 𝛺

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el cuadro C.G.B.T. Bombeo 400, apartado 12.6.1.1.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑢 𝑇.𝐹.𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙)20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea entre C.G.B.T. Bombeo 400 y la última toma de fuerza del cantil sur a 20oC, apartado 12.5.1.1.


MEMORIA DE CÁLCULO


En los apartados siguientes del capítulo se calcularán los cortocircuitos mínimos en los finales de línea, para ello se calcularán cortocircuitos tanto trifásicos, bifásicos y monofásicos fase neutro en los casos que sean necesario, y de todos ellos se seleccionará el menor.




Donde:






𝐼𝑘2′′ =√32𝐼𝑘′′



√3 · (𝑍𝑒𝑞 + 𝑍𝐿𝑁)

Donde:




MEMORIA DE CÁLCULO


ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒𝑫′′ (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO

C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 0,00395 + j 0,01509 0,00080 + j 0,00052 0,00080 + j 0,00052 13,45 11,64 12,86 11,64

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒𝑫𝒃 (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO

C.G.B.T. BOMBEO

400

Bomba 1A 0,00475 + j 0,01561 0,04005 + j 0,00356 - 4,50 3,90 - 3,90

Bomba 2A 0,00475 + j 0,01561 0,04005 + j 0,00356 - 4,50 3,90 - 3,90

Actuador Válvula B. 1S 0,00475 + j 0,01561 0,07586 + j 0,00181 - 2,66 2,30 - 2,30




C.3 Cantil 0,00475 + j 0,01561 0,04077 + j 0,01821 0,04157 + j 0,01873 3,87 3,35 2,16 2,16

C.4 Cantil 0,00475 + j 0,01561 0,04020 + j 0,02397 0,04100 + j 0,02449 3,66 3,17 2,05 2,05

T.F. Múltiple bombeo 0,00475 + j 0,01561 0,01068 + j 0,00065 0,01148 + j 0,00117 9,79 8,48 6,84 6,84

Alum. Sala Cuadros Bombeo

0,00475 + j 0,01561 0,24205 + j 0,00219 0,24285 + j 0,00271 0,89 0,77 0,45 0,45

Alum. Cantil Sur 0,00475 + j 0,01561 0,12288 + j 0,02338 0,12368 + j 0,02390 1,64 1,42 0,85 0,85

Batería Condensadores 0,00475 + j 0,01561 0,00364 + j 0,00069 0,00444 + j 0,00121 11,97 10,36 - 10,36

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒 𝒖 𝑻.𝑭 𝑪𝒂𝒏𝒕𝒊𝒍 (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝒁𝒆𝒒 𝑵 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ 𝑰𝒌𝟏′′ MÍNIMO ÚLTIMA TOMA

CANTIL 4

Alum. Centro Seccionamiento 0,04495 + j 0,03958 0,39825 + j 0,01192 0,43925 + j 0,03642 - - 0,25 0,25

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏 = 𝑍𝑒𝑞𝐷′′ + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 𝛳

𝑍𝑒𝑞𝐷′′= Es la impedancia máxima que se presenta en bornas del secundario del transformador, apartado 9.4.1.1 punto 5.

𝑍𝐿 𝛳 = Impedancia de la línea a temperatura máxima admisible según el tipo de aislamiento, apartado 12.5.2.1.

𝑍𝑒𝑞 𝑁 = Es la impedancia máxima equivalente de las líneas de neutro que van del transformador al defecto.

𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏= Es la impedancia máxima equivalente en el punto Db (C.G.B.T. Bombeo 400).

𝑍𝑒𝑞 𝑢 𝑇.𝐹 𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙 (Ω) = 𝑍𝑒𝑞𝐷𝑏 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑢 𝑇.𝐹 𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙) 𝛳

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑢 𝑇.𝐹 𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙) 𝛳 = Impedancia de la línea a temperatura máxima admisible según el tipo de aislamiento en el tramo desde el C.G.B.T Bombeo 400 hasta la última toma de fuerza del cantil 4, apartado 12.5.2.1.

𝑍𝑒𝑞 𝑢 𝑇.𝐹 𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑙 = Es la impedancia máxima equivalente en la última toma de fuerza del cantil 4.


MEMORIA DE CÁLCULO












MEMORIA DE CÁLCULO

Origen Destino S (mm2) n Aislamiento K 𝑰𝒄𝒄 𝒎á𝒙

(kA) 𝑰𝒄𝒄 𝒎í𝒏

(kA) Protección Instantáneo (A)

𝑷𝒅𝑪 (kA)

𝑬𝒑𝒂𝒔.𝒄𝒄𝒎á𝒙 𝑬𝒂𝒅𝒎 𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆 VERIFICACIÓN

C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 185 2 XLPE 143 14,903 11,642 NSX630N-Micrologic 2,3-630A 6.900 50 2,20E+06 2,80E+09 CUMPLE

C.G.B.T. BOMBEO

400

Bomba 1A 25 1 EPR 143 14,903 3,899 NS100H-MA-100A + LTMR100-20-100A 750 70 3,50E+05 1,28E+07 CUMPLE Bomba 2A 25 1 EPR 143 14,903 3,899 NS100H-MA-100A + LTMR100-20-100A 750 70 3,50E+05 1,28E+07 CUMPLE Actuador Válvula B. 1S 6 1 EPR 143 14,903 2,304 GV2-L10-6,3A + LTMR08-20-8A 82 130 1,50E+04 7,36E+05 CUMPLE Actuador Válvula B. 2S 6 1 EPR 143 14,903 2,113 GV2-L10-6,3A + LTMR08-20-8A 82 130 1,50E+04 7,36E+05 CUMPLE Actuador Válvula B. 3S 6 1 EPR 143 14,903 1,950 GV2-L10-6,3A + LTMR08-20-8A 82 130 1,50E+04 7,36E+05 CUMPLE Actuador Válvula B. 4S 6 1 EPR 143 14,903 1,811 GV2-L10-6,3A + LTMR08-20-8A 82 130 1,50E+04 7,36E+05 CUMPLE C.3 Cantil 120 1 XLPE 143 14,903 2,157 NSX250N-TM-200A 1.400 50 6,00E+05 2,94E+08 CUMPLE C.4 Cantil 150 1 XLPE 143 14,903 2,046 NSX250N-TM-200A 1.400 50 6,00E+05 4,60E+08 CUMPLE T.F. Múltiple bombeo 16 1 PVC 115 14,903 6,842 C60L-C-63A 473 25 9,00E+04 3,39E+06 CUMPLE Alum. Sala Cuadros Bombeo 1,5 1 PVC 115 14,903 0,448 C60L-C-10A 30 25 2,90E+04 2,98E+04 CUMPLE Alum. Cantil Sur 50 1 XLPE 143 14,903 0,847 NG125N-C-80A 640 25 1,50E+05 5,11E+07 CUMPLE Batería Condensadores 50 1 XLPE 143 14,903 10,360 NS250N-TM-D-200A 1.200 50 6,50E+05 5,11E+07 CUMPLE

C.4 Cantil

Alum. Centro Seccionamiento 6 1 XLPE 143 4,317 0,247 C60N-C-16A 120 10 1,50E+04 7,36E+05 CUMPLE


MEMORIA DE CÁLCULO


Bombeo 400:

La protección de baja tensión en CT Bombeo 400 es:

NSX630N- Micrologic 2.3-630A

La protección de BT en CT Bombeo 400 debe ser selectivo con las protecciones de:

- MT del transformador (ya analizada en el Gráfico 3) - Bomba 1A - Bomba 2A - Actuador Válvula B. 1S - Actuador Válvula B. 2S - Actuador Válvula B. 3S - Actuador Válvula B. 4S - C.3 Cantil - C.4 Cantil - T.F. Múltiple bombeo - Alum. Sala Cuadros Bombeo - Alum. Cantil Sur - Batería Condensadores


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protecciones de Bomba 1A y Bomba 2A.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

NS100H-MA-100A

LTMR100-20- 100A



Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


Compact

NS100H

MA

100.00

7.50 750.0A

LTMR100

-

100.00

100.00 10000.0A


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protecciones de Actuador Válvula B. 1S, Actuador Válvula B. 2S, Actuador Válvula B. 3S y Actuador Válvula B. 4S

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

LTMR08-20- 8A

GV2L-L10-6.30A



Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


TeSys GV

GV2L

L10

6.30

13.00 81.9A

LTMR08

-

8.00

6.20 49.6A


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protecciones de Cantil 3 y Cantil 4.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

NS250N-TM-D-200A


NS250N-TM-D-200A : Selectividad totalNS250N-TM-D-200A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


Compact

NS250N

TM-D

200.00

1.00 200.0A

6.00 1200.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protección T.F. Múltiple Bombeo.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)C60L-C-63A


C60L-C-63A : Selectividad totalC60L-C-63A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


Multi9

C60L

C

63.00

535.5A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protección Alumbrado Sala Cuadros Bombeo.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)C60L-C-10A


C60L-C-10A : Selectividad totalC60L-C-10A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


Multi9

C60L

C

10.00

85.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protección Alumbrado Cantil Sur

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

NG125N-C-80A


NG125N-C-80A : Selectividad totalNG125N-C-80A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


Multi9

NG125N

C

80.00

640.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 400 frente a Protección Batería Condensadores Bombeo 400

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

NS250N-TM-D-200A


NS250N-TM-D-200A : Selectividad totalNS250N-TM-D-200A : Selectividad total


Compact

NSX630N

Micrologic 2.3

630.00

630.00

0.92 579.6A

16.0 16.0s

4.00 2318.4A

6900.0A


Compact

NS250N

TM-D

200.00

1.00 200.0A

6.00 1200.0A

Selectividad total


MEMORIA DE CÁLCULO

12.8. MANIOBRA Y CONTROL EN INSTALACIONES DEPENDIENTES DE CT BOMBEO 400

En la siguiente tabla se muestran la aparamenta de maniobra necesaria para la puesta en marcha y desconexión de los diferentes motores, bombas y alumbrado exterior de la instalación alimentada por el centro de transformación bombeo 400, todos ellos elegidos según indica el fabricante:

CUADRO DESTINO Potencia (kW)

Intensidad nominal (A) Modelo contactor Categoría Nº

Contactores

C.G.B.T. Bombeo

400

Bomba 1A 30 73,8 LC1-D80 AC3 1 Bomba 2A 30 73,8 LC1-D80 AC3 1 Actuador Válvula B. 1S 3 6,5 LC1-D09 AC3 2 Actuador Válvula B. 2S 3 6,5 LC1-D09 AC3 2 Actuador Válvula B. 3S 3 6,5 LC1-D09 AC3 2 Actuador Válvula B. 4S 3 6,5 LC1-D09 AC3 2 A. Cantil Sur 46,17 70,1 LC1-D80 AC3 1


MEMORIA DE CÁLCULO





Kr = 0,1 Ω / (Ω·m)


𝑅𝑎 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 𝟔 𝛀


𝑆 >√𝐼2 · 𝑡𝑘

Donde:



Para este caso el cortocircuito considerado será el de fase a tierra en el C.G.B.T. Bombeo 400.

𝐼𝑘1′′ =√3 · 𝑐𝑚á𝑥 · 𝑈𝑛

2 · 𝑍𝑒𝑞 𝐷𝑏 + 𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐷𝑏= 14,15 𝑘𝐴

Donde:




MEMORIA DE CÁLCULO

𝑍𝑒𝑞 𝐷𝑏 = Impedancia mínima equivalente en C.G.B.T. Bombeo 400, en Ω. Apartado 12.6.1.1.

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐷𝑏= Impedancia mínima equivalente homopolar en C.G.B.T. Bombeo 400, en Ω.

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐷𝑏 = 𝑍𝑜𝑇𝐾 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶


𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶= Impedancia mínima homopolar de la línea del CT Bombeo 400 a C.B.G.T., apartado 12.5.1.2.


𝐒 = 𝟏𝟐𝟎 𝐦𝐦𝟐 > 99 𝑚𝑚2



𝐃 = 𝟏𝟓 𝐦

12.9.2. CÁLCULO DE CONDUCTORES DE PROTECCIÓN PARA TOMAS DE FUERZA EN CANTIL 3 Y CANTIL 4


𝑆 >√𝐼2 · 𝑡𝑘

Donde:



Para este caso el cortocircuito considerado será el de fase a tierra en la primera T.F. del circuito del cantil. Por lo tanto se hace que 𝐼 = 𝐼𝑘1 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

′′ .


MEMORIA DE CÁLCULO

𝐼𝑘1 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿′′ =

√3 · 𝑐𝑚á𝑥 · 𝑈𝑛2 · 𝑍𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 + 𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

Donde:



𝑍𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Impedancia mínima equivalente en T.F. primera del cantil, en Ω.

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Impedancia mínima homopolar equivalente en T.F. primera del cantil, en Ω.

𝑍𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = 𝑍𝑒𝑞 𝐷𝑏 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:

𝑍𝑒𝑞 𝐷𝑏 = Impedancia mínima equivalente en C.G.B.T. Bombeo 400 (Db), en Ω, apartado 12.6.1.1.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea de C.G.B.T. Bombeo 400 hasta primera del cantil, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 =𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

𝐿𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿· 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia mínima de la línea de cantil, en Ω, apartado 12.5.1.1.

𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Longitud de la línea hasta la primera T.F. del cantil, en m.

𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = Longitud total de la línea del cantil, en m.

Para obtener el valor de la impedancia mínima homopolar equivalente en T.F. primera del cantil (𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿):

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿 = 𝑍𝑜𝑇𝐾 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:




MEMORIA DE CÁLCULO

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia homopolar de la línea de C.G.B.T. Bombeo 400 hasta la primera T.F. del cantil, en Ω.

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.1 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 =𝐿𝑇.𝐹.1𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿

𝐿𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿· 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶

Donde:

𝑍𝑜𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑇.𝐹.𝐶𝐴𝑁𝑇𝐼𝐿) 20𝑜𝐶 = Impedancia mínima homopolar de la línea del C.G.B.T. Bombeo 400 a T.F. Cantil, apartado 12.5.1.2.

Sustituyendo valores para los dos circuitos del cantil se obtiene:



Por lo tanto las secciones de los conductores de protección serán:

𝑺𝑪𝑨𝑵𝑻𝑰𝑳 𝟏 = 𝟓𝟎 𝐦𝐦𝟐 > 43,𝑚𝑚2

𝑺𝑪𝑨𝑵𝑻𝑰𝑳 𝟐 = 𝟓𝟎 𝐦𝐦𝟐 > 36,3 𝑚𝑚2

12.9.3. SECCIÓN DE LOS CONDUCTORES DE PROTECCIÓN DE LOS CIRCUITOS DEL CUADRO C.G.B.T. BOMBEO 400


ORIGEN DESTINO Línea S(mm2)

L (m)

C. Protección

S(mm2) C.G.B.T BOMBEO 400 Puesta a tierra 2x185 24 120

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 4

00

Bomba 1A 25 44 16 Bomba 2A 25 44 16 Actuador Válvula B. 1S 6 20 6 Actuador Válvula B. 2S 6 22 6 Actuador Válvula B. 3S 6 24 6 Actuador Válvula B. 4S 6 26 6 C.3 Cantil 120 215 50 C.4 Cantil 150 265 50 T.F. Múltiple bombeo 16 8 16 Alum. Sala Cuadros Bombeo 1,5 17 2,5 Alum. Cantil Sur 50 270 25 Batería Condensadores 50 8 25

C.4 CANTIL Alum. Centro Seccionamiento 6 105 6


MEMORIA DE CÁLCULO




Donde:








ORIGEN DESTINO Línea

S(mm2) 𝑼𝑳 (V)

𝑹𝑨 (Ω)

𝑰𝒂 (mA)

𝑹𝑨 · 𝑰𝒂≤ 𝑼𝑳

Relé diferencial Núcleo

Toroidal C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 2x185 50 6,0 1000 CUMPLE RHU MA120

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 4

00

Bomba 1A 25 24 6,1 500 CUMPLE RH248E PA50 Bomba 2A 25 24 6,1 500 CUMPLE RH248E PA50

Actuador Válvula B. 1S 6 24 6,1 300 CUMPLE Multi9 300mA ID 4x40 C. A Actuador Válvula B. 2S 6 24 6,1 300 CUMPLE Multi9 300 mA ID 4x40 C. A Actuador Válvula B. 3S 6 24 6,1 300 CUMPLE Multi9 300mA ID 4x40 C. A Actuador Válvula B. 4S 6 24 6,1 300 CUMPLE Multi9 300mA ID 4x40 C. A

C.3 Cantil 120 24 6,1 500 CUMPLE RH248E IA80 C.4 Cantil 150 24 6,1 500 CUMPLE RH248E IA80

T.F. Múltiple bombeo 16 50 6,0 300 CUMPLE Multi9 300mA ID 4x63A C. AC A. Sala Cuadros Bombeo 1,5 50 6,2 30 CUMPLE Multi9 30mA ID 2x25A C. AC

Alum. Cantil Sur 50 24 6,3 30 CUMPLE Multi9 NG125 4p 30mA C. A Batería Condensadores 50 50 6,0 300 CUMPLE RH240E PA50

C.4 CANTIL

Alum. Centro Seccionamiento

6 50 6,5 30 CUMPLE Multi9 30mA ID 2x25A clase AC


MEMORIA DE CÁLCULO




Locales secos 𝑈𝐿 ≤ 50 𝑉

< 50 5

50 5

75 0,6

90 0,45

120 0,34

150 0,27

220 0,17

280 0,12

350 0,08

500 0,04

Locales húmedos 𝑈𝐿 ≤ 24 𝑉

25 5

50 0,48

75 0,3

90 0,25

110 0,18

150 0,1

220 0,05

280 0,02


𝑈𝑐 =𝑅𝐴



MEMORIA DE CÁLCULO

Donde:

𝑅𝐵 = Es la resistencia de la puesta a tierra del neutro del transformador (apartado 9.8.10), en Ω.


𝑼𝒄 (V) 𝑰𝒂 (mA) Tiempo

despeje (s) C.T.B 400 C.G.B.T BOMBEO 400 50 76,5 1000 0,58

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 4

00

Bomba 1A 24 77,0 300 0,29 Bomba 2A 24 77,0 300 0,29 Actuador Válvula B. 1S 24 77,1 300 0,29 Actuador Válvula B. 2S 24 77,2 300 0,29 Actuador Válvula B. 3S 24 77,2 300 0,29 Actuador Válvula B. 4S 24 77,3 300 0,29 C.3 Cantil 24 77,3 500 0,29 C.4 Cantil 24 77,5 500 0,29 T.F. Múltiple bombeo 50 76,5 30 0,58 Alum. Sala Cuadros Bombeo 50 77,8 30 0,57 Alum. Cantil Sur 24 78,7 30 0,28 Batería Condensadores 50 76,5 300 0,58


MEMORIA DE CÁLCULO

13. CÁLCULOS BAJA TENSIÓN DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 1600 13.1. INTENSIDADES DE DISEÑO

Para el cálculo de las intensidades de los distintos circuitos se tendrá en cuenta la

potencia simultánea máxima demandada. El cálculo de la intensidad vendrá dada por:

𝐼𝑑 =𝑃


Donde: 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, en V. cos𝜑 = Factor de potencia de la carga. 13.1.1. INTENSIDAD DE DISEÑO TRAMO CT BOMBEO 1600 – C.G.B.T. BOMBEO 1600

Para el tramo comprendido entre el CT BOMBEO 1600 y C.G.B.T. Bombeo 1600 la intensidad de diseño será la correspondiente a la potencia máxima del transformador con factor de potencia 1, de forma que para cualquier posible ampliación no sea necesaria la sustitución del cable proyectado.

𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, 1.600.000 W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, 690 V. cos𝜑 = Factor de potencia de la carga 1.

𝐼𝑑 =𝑃

√3 · 𝑈𝑛 · cos𝜑= 1.339 𝐴

13.1.2. JUSTIFICACIÓN DE LA POTENCIA DEL TRANSFORMADOR DE CONTROL

El transformador de control es necesario para alimentar la aparamenta de control y demás consumidores del Cuadro General de Baja Tensión de Bombeo 1600 alimentados a 230 V.

En la siguiente tabla se representan los consumidores a 230 V, su tipo de consumo tanto en llamada como en mantenimiento y el coeficiente de simultaneidad asignado para los estados siguientes:

• Funcionamiento de Bombas P • Funcionamiento de Bombas S • Bombas P y S en paro


MEMORIA DE CÁLCULO

Descripción Nº

Demanda en

llamada (W)

Demanda en mantenimiento

(W)

Demanda para funcionamiento

de Bombas P

Demanda para funcionamiento

de Bombas S

Demanda para bombas P y S en paro

P (W) Q (var) P (W) Q (var) En

paro (W)

En paro (VA)

Arrancador suave bombas P 3 80 80 240 180 0 0 0 0 Arrancador suave bombas S 4 80 80 0 0 240 180 0 0 Contactor bombas P 6 1.557 8 1.595 873 0 0 0 0 Contactor bombas S 8 1.105 9 0 0 1.152 833 0 0 Contactor condensador 8 240 7 20 63 40 126 0 0 Hidronivel 1 14 14 14 18 14 18 14 18 Autómata 1 480 480 480 360 480 360 480 360 Ventilación 18 15 15 270 203 270 203 0 0 Calefacción 9 350 350 0 0 0 0 3.150 0 Alumbrado de armario 9 41 41 369 121 369 121 369 121 Imprevistos - - - 850 638 850 638 850 638

TOTALES - - - 3.837 2.456 3.414 2.478 4.863 1.137 RELACIÓN ENTRE POTENCIAS DEMANDADAS Y POTENCIAS COMERCIALES DE TRANSFORMADORES (VA)

Potencia Total demandada - - - 4.556 4.219 4.994 Potencia Comercial - - - 6000 6000 6000

Finalmente se determina que la potencia comercial recomendada para el transformador de control sea de 6000 VA, con una reserva de potencia mínima de 16,77 % para posibles ampliaciones.


MEMORIA DE CÁLCULO

13.1.3. INTENSIDAD DE DISEÑO LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 1600


Motores: El factor de corrección de 1,25 de la intensidad a plena carga del motor de mayor potencia, según ITC-BT-47. Además corregirá con 1,15, para tener en cuenta una sobrecarga del 15% sobre la intensidad nominal.

Condensadores: El factor de 1,5 veces la intensidad nominal de la batería, según ITC-BT 48.






𝑈𝑛 · cos𝜑

Donde:

𝑓= Factor de corrección. 𝑃 = Potencia simultánea máxima demandada, en W. 𝑈𝑛= Tensión nominal, (circuito trifásico 690 V, circuito monofásico 400 V). cos𝜑 = Factor de potencia de la carga.

En la siguiente tabla se reflejan las líneas que alimenta el C.G.B.T. Bombeo 1600 con sus potencias simultáneas máximas demandadas.

C.G.B.T. BOMBEO 1600 Potencia

Máxima (W) Potencia

Máxima (var) Potencia

Máxima (VA) cosϕ 𝑼𝒏(V) 𝑰𝒅(A)

Bomba 1P 318.743 172.039 362.208 0,88 690 435,7 Bomba 2P 318.743 172.039 362.208 0,88 690 435,7 Bomba 3P 318.743 172.039 362.208 0,88 690 435,7 Bomba 1S 367.196 275.397 458.995 0,80 690 552,1 Bomba 2S 367.196 275.397 458.995 0,80 690 552,1 Bomba 3S 367.196 275.397 458.995 0,80 690 552,1 Bomba 4S 367.196 275.397 458.995 0,80 690 552,1 1 Condensador 0 -80.000 80.000 0 690 100,4 2 Condensadores 0 -160.000 160.000 0 690 200,8 Trafo de control primario 4.800 3.600 6.000 0,80 690 17,4 Trafo de control secundario 4.800 3.600 6.000 0,80 230 26,1



MEMORIA DE CÁLCULO


Los valores de las secciones aquí mostrados son los correspondientes a los obtenidos después de realizar el proceso completo de selección (densidad de corriente, caída de tensión y cortocircuito).

13.2.1. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN TRAMO CTB 1600 - C.G.B.T. BOMBEO 1600

Para el tramo comprendido entre el CT Bombeo 1600 y C.G.B.T. Bombeo 1600, el método de instalación es mediante tubo soterrado y se aplicará la ITC-BT-07 del Reglamento de Baja Tensión.










𝑓 = 1 · 1,06 · 0,65 · 0,97 · 0,8 = 0,535






Por lo tanto la intensidad admisible de la tabla debe ser superior a 501 A, la sección inmediata superior a dicha intensidad admisible es 240 mm2.

La intensidad admisible para la sección de 240 mm2 y las condiciones de operación es:



MEMORIA DE CÁLCULO

13.2.2. CRITERIO DE DENSIDAD DE CORRIENTE EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 1600



Profundidad enterramiento: 0,7 m.



Temperatura en cuadro: 45oC.





MEMORIA DE CÁLCULO

C.G.B.T. BOMBEO 1600 𝑰𝒅(A) ITC Método Inst. Aisl. Coef. Tem. Amb /

Bajo Tubo Coef. Tª.

Terr. Coef. Resis.

Terr.


circuitos

Coef. Profundidad

Coef. Total

𝑰𝒂𝒅𝒎(A)

S (mm2)



Bomba 1P 435,7 07 T.5 tubo EPR tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 2 0,8 T.9 1 0,68 321 120 375 254 2



Bomba 1S 552,1 07 T.5 tubo EPR tubo 0,8 T.6 1 T.7 1,06 T.8 2 0,8 T.9 1 0,68 407 185 470 319 2




1 Condensador 100,4 19 T.52-C11 col 6 F XLPE T.52-D1 0,87 1 1 T.52-E5 1 1 1 0,87 115 35 176 153 1

2 Condensadores 200,8 19 T.52-C11 col 6 F XLPE T.52-D1 0,87 1 1 T.52-E5 1 1 1 0,87 231 70,0 279 243 1

Trafo de control primario

17,4 19 T.52-C4 col 6 C XLPE T.52-D1 0,87 1 1 T.52-E1 pto2 9 0,7 1 0,61 29 4 40 24 1

Trafo de control secundario

26,1 19 T.52-C4 col 6 C XLPE T.52-D1 0,87 1 1 T.52-E1 pto2 9 0,7 1 0,61 43 10 71 43 1


MEMORIA DE CÁLCULO

Donde:













1,5 26,5 - 21,36 - 26,94 - 21,67 - 25,075 20,194

2,5 15,92 - 12,88 - 16,23 - 13,1 - 15,356 12,395

4 9,96 - 8,1 - 10,16 - 8,23 - 9,553 7,747

6 6,74 - 5,51 - 6,87 - 5,59 - 6,383 5,205

10 4 - 3,31 - 4,06 - 3,34 - 3,792 3,125

16 2,51 4,15 2,12 3,42 2,56 4,24 2,13 3,48 2,383 1,991

25 1,59 2,62 1,37 2,19 1,62 2,66 1,38 2,21 1,507 1,288

35 1,15 1,89 1,01 1,6 1,17 1,93 1,01 1,62 1,086 0,952

50 0,85 1,39 0,77 1,21 0,86 1,42 0,77 1,22 0,802 0,728

70 0,59 0,97 0,56 0,86 0,6 0,98 0,56 0,87 0,555 0,529

95 0,42 0,7 0,43 0,65 0,43 0,71 0,42 0,65 0,4 0,403

120 0,34 0,55 0,36 0,53 0,34 0,56 0,35 0,53 0,317 0,335

150 0,27 0,45 0,31 0,45 0,28 0,46 0,3 0,44 0,257 0,288

185 0,22 0,36 0,26 0,37 0,22 0,37 0,26 0,37 0,205 0,246

240 0,17 0,27 0,22 0,3 0,17 0,28 0,21 0,3 - -

300 0,14 0,22 0,19 0,26 0,14 0,222 0,18 0,25 - -

400 0,11 0,17 0,17 0,22 0,11 0,18 0,16 0,21 - -


MEMORIA DE CÁLCULO


∆𝑢1 = √3 · 𝑅 ∆𝑢0,8 = √3 · (𝑅 · 0,8 + 𝑋 · 0,6)






13.3.1. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN EL TRAMO CT BOMBEO 1600 A C.G.B.T. BOMBEO 1600





𝑰𝒅(A) L(m) S (mm2) cosϕ ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) n C.G.B.T. BOMBEO 1600 1.339 13 240 0,96 0,202 0,098 0,081 0,705 0,102 5

Donde:






MEMORIA DE CÁLCULO

13.3.2. CRITERIO DE CAÍDA DE TENSIÓN EN LÍNEAS C.G.B.T. BOMBEO 1600




Tipo de cable: unipolar.


Donde:

∆𝑉𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = ∆𝑉𝑡𝑟𝑎𝑚𝑜 + ∆𝑉𝐶𝐺𝐵𝑇



C.G.B.T. BOMBEO 1600 𝑰𝒅(A) L

(m) S

(mm2) cosϕ Aisl. ∆𝒖 R X ∆𝑽 (𝑽) ∆𝑽(%) n ∆𝑽𝒕𝒐𝒕𝒂𝒍(%)

Bomba 1P 435,7 38 120 0,88 EPR 0,369 0,196 0,085 6,107 0,885 2 0,99 Bomba 2P 435,7 40 120 0,88 EPR 0,369 0,196 0,085 6,428 0,932 2 1,03 Bomba 3P 435,7 43 120 0,88 EPR 0,369 0,196 0,085 6,910 1,001 2 1,10 Bomba 1S 552,1 40 185 0,80 EPR 0,260 0,127 0,081 5,742 0,832 2 0,93 Bomba 2S 552,1 41 185 0,80 EPR 0,260 0,127 0,081 5,885 0,853 2 0,96 Bomba 3S 552,1 43 185 0,80 EPR 0,260 0,127 0,081 6,172 0,895 2 1,00 Bomba 4S 552,1 44 185 0,80 EPR 0,260 0,127 0,081 6,316 0,915 2 1,02 1 Condensador 100,4 2 35 0 XLPE 0,150 0,664 0,087 0,030 0,004 1 0,11 2 Condensadores 200,8 2 70 0 XLPE 0,147 0,341 0,085 0,059 0,009 1 0,11


MEMORIA DE CÁLCULO



Condición 1:


Condición 2:



1,3 · 𝐼𝑟 < 1,45 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒

• Fusible:

1,6 · 𝐼𝑟 < 1,45 · 𝐼𝑚á𝑥.𝑐𝑎𝑏𝑙𝑒


MEMORIA DE CÁLCULO



ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝑰𝒅(A) 𝑰𝒓(A) 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆(A) Verificación C.T.B 1600 C.G.B.T BOMBEO 1600 240 5 1.339 1440 1470 CUMPLE

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 1

600

Bomba 1P 120 2 436 504 509 CUMPLE Bomba 2P 120 2 436 504 509 CUMPLE Bomba 3P 120 2 436 504 509 CUMPLE Bomba 1S 185 2 552 567 638 CUMPLE Bomba 2S 185 2 552 567 638 CUMPLE Bomba 3S 185 2 552 567 638 CUMPLE Bomba 4S 185 2 552 567 638 CUMPLE 1 Condensador 35 1 100,4 125 153 CUMPLE 2 Condensadores 70,0 1 200,8 220,5 243 CUMPLE Trafo de control primario 4 1 17 20 24 CUMPLE Trafo de control secundario 10 1 26 32 43 CUMPLE


ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝟏,𝟑 · 𝑰𝒓 (A) 𝟏,𝟒𝟓 · 𝑰𝒎á𝒙.𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆(A) Verificación C.T.B 1600 C.G.B.T BOMBEO 1600 240 5 32 35 CUMPLE

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 1

600

Bomba 1P 120 2 51 63 CUMPLE Bomba 2P 120 2 753 916 CUMPLE Bomba 3P 120 2 104 138 CUMPLE Bomba 1S 185 2 104 138 CUMPLE Bomba 2S 185 2 9 55 CUMPLE Bomba 3S 185 2 9 55 CUMPLE Bomba 4S 185 2 9 55 CUMPLE 1 Condensador 35 1 9 55 CUMPLE 2 Condensadores 70,0 1 234 374 CUMPLE Trafo de control primario 4 1 234 418 CUMPLE Trafo de control secundario 10 1 82 93 CUMPLE


MEMORIA DE CÁLCULO

13.5. IMPEDANCIAS DE LAS LÍNEAS DE BT DEPENDIENTES DEL CT BOMBEO 1600 13.5.1. IMPEDANCIAS MÍNIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 1600








𝑛




13.5.1.1. Impedancias mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 1600:

Origen Destino S (mm2) n L

(m) Tª

(oC) Cond. R (Ω) X (Ω) 𝒁𝑳 𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω)

CT. B. 1600 C.G.B.T. BOMBEO 1600 240 5 13 20 Cu 1,9E-4 2,1E-4 1,9E-4 + j 2,1E-4 C.G.B.T. BOMBEO 1600 Bomba 1S 185 2 40 20 Cu 0,00193 0,00323 0,00193 + j 0,00323

13.5.1.2. Impedancias homopolares mínimas de líneas de BT del CT Bombeo 1600:

Origen Destino 𝒁𝒐𝑳 𝟐𝟎𝒐𝑪 (Ω) CT. B. 1600 C.G.B.T. BOMBEO 1600 5,7E-4 + j 6,3E-4

C.G.B.T. BOMBEO 1600 Bomba 1S 0,00579 + j 0,00969


MEMORIA DE CÁLCULO

13.5.2. IMPEDANCIAS MÁXIMAS DE LÍNEAS DE BT DEL CT BOMBEO 1600










𝑛



MEMORIA DE CÁLCULO

13.5.2.1. Impedancias máximas en finales de líneas de BT del CT Bombeo 1600:

ORIGEN DESTINO S (mm2) n L

(m) Temp.

(oC) Cond. R (Ω) X (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω)

C.T.B 1600 C.G.B.T BOMBEO 1600 240 5 13 90 Cu 2,47E-4 2,10E-4 2,47E-4 + j 2,1E-4

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 1

600 Bomba 1P 120 2 38 90 Cu 0,0036 0,0016 0,0036 + j 0,0016

Bomba 2P 120 2 40 90 Cu 0,0038 0,0017 0,0038 + j 0,0017 Bomba 3P 120 2 43 90 Cu 0,0041 0,0035 0,0041 + j 0,0035 Bomba 1S 185 2 40 90 Cu 0,0025 0,0016 0,0025 + j 0,0016 Bomba 2S 185 2 41 90 Cu 0,0025 0,0017 0,0025 + j 0,0017 Bomba 3S 185 2 43 90 Cu 0,0026 0,0017 0,0026 + j 0,0017 Bomba 4S 185 2 44 90 Cu 0,0027 0,0018 0,0027 + j 0,0018

Los valores de las impedancias de las líneas de condensadores y del transformador de control no se han calculado ya que las distancias son muy pequeñas.


El cálculo de la impedancia de los motores asíncronos se rige por el apartado 3.8 de la norma UNE-EN 60909-0 (ecuación 26). La impedancia que se calcula es para el motor de las bombas tipo S, ya que son las bombas que más contribuyen al cortocircuito.

13.5.3.1. Impedancia de bombas S:

Datos del motor:


𝑃𝑟𝑀 = 424.000 𝑊


𝜂𝑟𝑀 = 0,943


= 6,69

𝑝 = 4

𝑅𝑀 𝑋𝑀⁄ = 0,42 ; 𝑐𝑜𝑛 𝑋𝑀 = 0,922 · 𝑍𝑀

Ecuación 26:

𝑍𝑀 =1


√3 · 𝐼𝑟𝑀=


𝑈𝑟𝑀2

𝑆𝑟𝑀


𝐙𝐌 = 𝟎,𝟎𝟒𝟗𝟕 + 𝐣 𝟎,𝟏𝟏𝟖𝟒 𝛀


MEMORIA DE CÁLCULO

Donde:

𝑈𝑟𝑀 = Tensión asignada de la bomba, en V.








13.6.1.1. Cortocircuito máximo en C.G.B.T. Bombeo 1600:



𝐼𝑘𝐶𝑏′′ =𝑐𝑚𝑎𝑥 · 𝑈𝑛𝑠

√3 · 𝑍𝑒𝑞𝐶𝑏𝐵𝑇 = 21,89 𝑘𝐴

Donde: 𝑍𝑒𝑞𝐶𝑏𝐵𝑇 = 𝑍𝑒𝑞𝐶′′

𝐵𝑇 + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇)20𝑜𝐶 = 0,0032 + 𝑗 0,0179 𝛺

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑏𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el cuadro C.G.B.T. Bombeo 1600

𝑍𝑒𝑞𝐶′′𝐵𝑇 = Impedancia mínima equivalente en el secundario del transformador, apartado

8.3.3. 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇)20𝑜𝐶 = Impedancia de la línea entre CT Bombeo 1600 y C.G.B.T. Bombeo

1600 a 20oC, apartado 13.5.1.1.


MEMORIA DE CÁLCULO



La aportación mayor al cortocircuito en el C.G.B.T. Bombeo 1600 se produce para el grupo de bombas de mayor potencia, es decir, grupo de bombas tipo S. Las Bombas S son las que funcionan en la segunda etapa de vaciado del dique.

La contribución de las bombas tipo S en C.G.B.T. Bombeo 1600 (Cb) se calculará como:

𝐼𝑘𝑀𝐶𝑏′′ =


√3 · 𝑍𝑒𝑞𝑀𝐶𝑏= 3,02 𝑘𝐴

𝑍𝑒𝑞𝑀𝐶𝑏 = 𝑍𝑀 + 𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = 0,0516 + 𝑗 0,1216 𝛺

Donde:

𝐼𝑘𝑀𝐶𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de la bomba tipo S en el punto

Cb, en kA. 𝑐𝑚𝑎𝑥 = Factor de tensión máximo para la tensión de 690 V, (tabla 1 UNE-EN 60909-0).

𝑈𝑛𝐵𝑇 = Tensión en el lado de baja, en kV.

𝑍𝑒𝑞𝑀𝐶𝑏 = Impedancia equivalente de la bomba tipo S y su línea de alimentación, en Ω.

𝑍𝐿(𝐶𝐺𝐵𝑇−𝑀) = Impedancia mínima de la línea de C.G.B.T. Bombeo 1600 a la bomba S, (apartado 13.5.1.1), en Ω.

𝑍𝑀 = Impedancia del motor asíncrono de la puerta, apartado 13.5.3.112.5.3.1, en Ω.

Una vez calculado el cortocircuito sin contribución 𝐼𝑘𝐶𝑏′′ y la aportación de cada bomba 𝐼𝑘𝑀𝐶𝑏′′ ; el cortocircuito en dicho punto con la contribución se calcula como:

𝐼𝑘𝐶𝑏𝑐𝑜𝑛′′ = 𝐼𝑘𝐶𝑏

′′ + 𝐼𝑘𝑀1𝐶𝑏′′ + 𝐼𝑘𝑀2𝐶𝑏

′′ + 𝐼𝑘𝑀3𝐶𝑏′′ = 𝟑𝟎,𝟕𝟖 𝐤𝐀

Donde:

𝐼𝑘𝐶𝑏𝑐𝑜𝑛′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial prevista con contribución de

las bombas en el punto Cb, en kA.

𝐼𝑘𝐶𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito simétrica inicial sin aportación en Cb, en kA.

𝐼𝑘𝑀1𝐶𝑏′′ = Es la intensidad de cortocircuito de contribución de la bomba 1S, en kA.




MEMORIA DE CÁLCULO

Se comprueba que la contribución al cortocircuito de las bombas en el Cuadro General de Baja Tensión de Bombeo 1600 supone una contribución del 40% superior al cortocircuito máximo sin contribución en dicho punto.


En los apartados siguientes del capítulo se calcularán los cortocircuitos mínimos en los finales de línea, para ello se calcularán cortocircuitos tanto trifásicos, bifásicos y monofásicos fase neutro en los casos que sean necesario, y de todos ellos se seleccionará el menor.




Donde:






𝐼𝑘2′′ =√32𝐼𝑘′′



√3 · (𝑍𝑒𝑞 + 𝑍𝐿𝑁)

Donde:




MEMORIA DE CÁLCULO


ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒𝑪′′ (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ MÍNIMO C.T.B 1600

C.G.B.T BOMBEO 1600 0,0033 + j 0,0178 2,47E-4 + j 2,1E-4 20,60 17,84 17,84

ORIGEN DESTINO 𝒁𝒆𝒒𝑪𝒃 (Ω) 𝒁𝑳 𝜭 (Ω) 𝑰𝒌′′ 𝑰𝒌𝟐′′ MÍNIMO

C.G.B.T. BOMBEO

1600

Bomba 1P 0,0035 + j 0,0180 0,0036 + j 0,0016 18,12 15,69 15,69

Bomba 2P 0,0035 + j 0,0180 0,0038 + j 0,0017 17,98 15,57 15,57

Bomba 3P 0,0035 + j 0,0180 0,0041 + j 0,0018 17,81 15,43 15,43

Bomba 1S 0,0035 + j 0,0180 0,0025 + j 0,0016 18,43 15,96 15,96

Bomba 2S 0,0035 + j 0,0180 0,0025 + j 0,0017 18,34 15,89 15,89

Bomba 3S 0,0035 + j 0,0180 0,0026 + j 0,0017 18,32 15,86 15,86

Bomba 4S 0,0035 + j 0,0180 0,0027 + j 0,0018 18,21 15,77 15,77

1 Condensador 0,0035 + j 0,0180 0 20,60 17,84 17,84

2 Condensadores 0,0035 + j 0,0180 0 20,60 17,84 17,84

Trafo de control 0,0035 + j 0,0180 0 20,60 17,84 17,84

Donde:

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑏 = 𝑍𝑒𝑞𝐶′′ + 𝑍𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 𝛳

𝑍𝑒𝑞𝐶′′= Es la impedancia máxima que se presenta en bornas del secundario del transformador, apartado 8.4.1 punto 5.

𝑍𝐿 𝛳 = Impedancia de la línea a temperatura máxima admisible según el tipo de aislamiento.

𝑍𝑒𝑞 𝑁 = Es la impedancia máxima equivalente de las líneas de neutro que van del transformador al C.G.B.T. Bombeo 1600.

𝑍𝑒𝑞𝐶𝑏= Es la impedancia máxima equivalente en el punto Cb (C.G.B.T. Bombeo 1600).


MEMORIA DE CÁLCULO












MEMORIA DE CÁLCULO

Origen Destino S (mm2) n Aislamiento K 𝑰𝒄𝒄 𝒎á𝒙 (kA) 𝑰𝒄𝒄 𝒎í𝒏 (kA) Protección Instantáneo (A) 𝑷𝒅𝑪 (kA) 𝑬𝒑𝒂𝒔.𝒄𝒄𝒎á𝒙 𝑬𝒂𝒅𝒎 𝒄𝒂𝒃𝒍𝒆 VERIFICACIÓN C.T.B 1600 C.G.B.T BOMBEO 1600 240 5 XLPE 143 31,04 17,84 NS 1600H Micrologic 2.0 5760 CUMPLE

C.G.B.T. BOMBEO

1600

Bomba 1P 120 2 EPR 143 30,78 15,69 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE Bomba 2P 120 2 EPR 143 30,78 15,57 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE Bomba 3P 120 2 EPR 143 30,78 15,43 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE Bomba 1S 185 2 EPR 143 30,78 15,96 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE Bomba 2S 185 2 EPR 143 30,78 15,89 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE Bomba 3S 185 2 EPR 143 30,78 15,86 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE Bomba 4S 185 2 EPR 143 30,78 15,77 NS630bH Micrologic 5.0 3780 CUMPLE

1 Condensador 35 1 XLPE 143 30,78 17,84 gG-125A 2000 CUMPLE 2 Condensadores 70,0 1 XLPE 143 30,78 17,84 NS400L STR23SE-250A 2750 CUMPLE Trafo de control 4 1 XLPE 143 30,78 17,84 fusible aM 20A 350 120 CUMPLE


MEMORIA DE CÁLCULO


Bombeo 1600:

La protección de baja tensión en CT Bombeo 1600 es:

NS 1600H- Micrologic 2.0

La protección de BT en CT Bombeo 1600 debe ser selectivo con las protecciones de:

- MT del transformador (ya analizada en el Gráfico 3) - Bomba 1P - Bomba 2P - Bomba 3P - Bomba 1S - Bomba 2S - Bomba 3S - Bomba 4S - Condensadores - Transformador de Control


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 1600 frente a Protecciones de Bomba 1P, Bomba 2P y Bomba 3P.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)NS630bH-Micrologic 5.0-630A

NS1600H-Micrologic 2.0-1600A


Compact

NS1600H

Micrologic 2.0

1600.00

0.90 1440.0A

8.0 8.0s

4.00 5760.0A


Compact

NS630bH

Micrologic 5.0

630.00

0.80 504.0A

20.0 20.0s

8.00 4032.0A

OFF

0.10 0.10s

6.00 3780.0A


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 1600 frente a Protecciones de Bomba 1S, Bomba 2S, Bomba 3S y Bomba 4S.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)NS630bH-Micrologic 5.0-630A



Compact

NS1600H

Micrologic 2.0

1600.00

0.90 1440.0A

8.0 8.0s

4.00 5760.0A


Compact

NS630bH

Micrologic 5.0

630.00

0.90 567.0A

20.0 20.0s

8.00 4536.0A

OFF

0.10 0.10s

6.00 3780.0A


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 1600 frente a Protecciones de condensadores.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)NS400L-STR23SE-250A



Compact

NS1600H

Micrologic 2.0

1600.00

0.90 1440.0A

8.0 8.0s

4.00 5760.0A


Compact

NS400L

STR23SE

250.00

0.90

0.98 220.5A

7.5 7.5s

10.00 2205.0A

11.00 2750.0A


MEMORIA DE CÁLCULO

- Selectividad Protección BT de CT Bombeo 1600 frente a Protección del Transformador de Control.

1 10 100 1000 10000 I(A)0.01

0.1

1

10

100

1000

t(s)

gG-gG-20A



Compact

NS1600H

Micrologic 2.0

1600.00

0.90 1440.0A

8.0 8.0s

4.00 5760.0A


gG

gG

gG

20.00


MEMORIA DE CÁLCULO

13.8. MANIOBRA Y CONTROL EN INSTALACIONES DEPENDIENTES DE CT BOMBEO 1600

En la siguiente tabla se muestran la aparamenta de maniobra necesaria para la puesta en marcha y desconexión de las diferentes bombas y condensadores de la instalación alimentada por el centro de transformación bombeo 1600, todos ellos elegidos según indica el fabricante:

CUADRO DESTINO Potencia Instalada Modelo contactor Categoría Nº Contactores Arrancador

Suave

C.G.B.T. Bombeo

1600

Bomba 1P 365 kW LC1-F630 AC3 1L + 1by-pass ATS48C48Y Bomba 2P 365 kW LC1-F630 AC3 1L + 1by-pass ATS48C48Y Bomba 3P 365 kW LC1-F630 AC3 1L + 1by-pass ATS48C48Y Bomba 1S 425 kW LC1-BL33 AC3 1L + 1by-pass ATS48C59Y Bomba 2S 425 kW LC1-BL33 AC3 1L + 1by-pass ATS48C59Y Bomba 3S 425 kW LC1-BL33 AC3 1L + 1by-pass ATS48C59Y Bomba 4S 425 kW LC1-BL33 AC3 1L + 1by-pass ATS48C59Y Condensador 1 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 2 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 3 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 4 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 5 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 6 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 7 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 - Condensador 8 80 kvar LC1-DWK 12M7 AC3 1 -

El arrancador ralentizador utilizado Altistar 48, es un graduador de 6 tiristores que realiza el arranque y parada de forma progresiva de las bombas tipo P y S. Dicho ralentizador permite disminuir las puntas de corriente y las caídas de tensión en la instalación relativas a los arranques de los motores.

Para la elección de los arrancadores, se tiene en cuenta la tensión nominal de los motores de las bombas, para este caso, la tensión es de 690 V trifásica y a 50 Hz. Además se seleccionarán para aplicaciones severas (clase 20) para estar del lado de la seguridad, aunque la aplicación realmente es de tipo estándar.

En el cálculo de las protecciones se ha tenido en cuenta, que el arranque de las bombas será secuencial (arranque de una bomba, puesta en régimen y posteriores arranques de las demás de la misma forma), y que dicho arrancador implica unas corrientes y tiempos en el arranque será:

• Para arranque en frio: Un arranque a 4 veces la intensidad nominal durante 23segundos o 3 veces la intensidad nominal durante 46 segundos.

• En rearranque: Un arranque de 4 veces la intensidad nominal durante 12segundos o 3 veces la intensidad nominal durante 23 segundos.


MEMORIA DE CÁLCULO





Kr = 0,1 Ω / (Ω·m)


𝑅𝑎 = 𝐾𝑟 · 𝜌𝑜 = 𝟔 𝛀


𝑆 >√𝐼2 · 𝑡𝑘

Donde:



Para este caso el cortocircuito considerado será el de fase a tierra en el C.G.B.T. Bombeo 1600.

𝐼𝑘1′′ =√3 · 𝑐𝑚á𝑥 · 𝑈𝑛

2 · 𝑍𝑒𝑞 𝐶𝑏 + 𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐶𝑏= 23,33 𝑘𝐴

Donde:




MEMORIA DE CÁLCULO

𝑍𝑒𝑞 𝐶𝑏 = Impedancia mínima equivalente en C.G.B.T. Bombeo 1600, en Ω. Apartado 13.6.1.1.

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐶𝑏= Impedancia mínima equivalente homopolar en C.G.B.T. Bombeo 1600, en Ω.

𝑍𝑜 𝑒𝑞 𝐶𝑏 = 𝑍𝑜𝑇𝐾 + 𝑍𝑜𝐿(𝐶𝑇−𝐶𝐺𝐵𝑇) 20𝑜𝐶




𝐒 = 𝟏𝟖𝟓 𝐦𝐦𝟐 > 163,2 𝑚𝑚2



𝐃 = 𝟏𝟓 𝐦

13.9.2. CÁLCULO DE CONDUCTORES DE PROTECCIÓN PARA BOMBAS S y P


𝑆 >√𝐼2 · 𝑡𝑘

Donde:



Para este caso el cortocircuito considerado será el de fase a tierra en el Cuadro General de Baja Tensión Bombeo 1600 ya que este valor de cortocircuito será superior a los producidos en los circuitos de las bombas. Por lo tanto la sección del conductos de protección será 185 mm2.


MEMORIA DE CÁLCULO

13.9.3. SECCIÓN DE LOS CONDUCTORES DE PROTECCIÓN DE LOS CIRCUITOS DEL CUADRO C.G.B.T. BOMBEO 1600


ORIGEN DESTINO Línea S(mm2) n L

(m)

C. Protección

S(mm2) C.G.B.T. BOMBEO 1600 Puesta a tierra 240 5 24 185

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 1

600 Bomba 1P 120 2 38 185

Bomba 2P 120 2 40 185 Bomba 3P 120 2 43 185 Bomba 1S 185 2 40 185 Bomba 2S 185 2 41 185 Bomba 3S 185 2 43 185 Bomba 4S 185 2 44 185 Condensador 35 1 2 35


MEMORIA DE CÁLCULO




Donde:








ORIGEN DESTINO S(mm2) n 𝑼𝑳 (V)

𝑹𝑨 (Ω)

𝑰𝒂 (mA)

𝑹𝑨 · 𝑰𝒂 ≤ 𝑼𝑳 Relé

diferencial Núcleo

Toroidal C.T.B 1600 C.G.B.T. BOMBEO 1600 240 5 50 6,0 1000 CUMPLE RHU SA200

C.G.

B.T.

BO

MBE

O 1

600

Bomba 1P 120 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU IA80 Bomba 2P 120 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU IA80 Bomba 3P 120 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU IA80 Bomba 1S 185 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU MA120 Bomba 2S 185 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU MA120 Bomba 3S 185 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU MA120 Bomba 4S 185 2 24 6,0 300 CUMPLE RHU MA120 Condensador 35 1 50 6,0 300 CUMPLE RH240E PA50


MEMORIA DE CÁLCULO




Locales secos 𝑈𝐿 ≤ 50 𝑉 < 50 5 50 5 75 0,6 90 0,45 120 0,34 150 0,27 220 0,17 280 0,12 350 0,08 500 0,04 Locales húmedos 𝑈𝐿 ≤ 24 𝑉 25 5 50 0,48 75 0,3 90 0,25 110 0,18 150 0,1 220 0,05 280 0,02


𝑈𝑐 =𝑅𝐴


Donde:

𝑅𝐵 = Es la resistencia de la puesta a tierra del neutro del transformador (apartado 8.8.10), (Ω).


𝑼𝒄 (V) 𝑰𝒂 (mA) Tiempo

despeje (s) C.T.B 1600 C.G.B.T. BOMBEO 1600 50 133 1000 0,30

C.G.

B.T.

Bomba 1P 24 133 500 0,13 Bomba 2P 24 133 500 0,13 Bomba 3P 24 133 500 0,13 Bomba 1S 24 133 500 0,13 Bomba 2S 24 133 500 0,13 Bomba 3S 24 133 500 0,13 Bomba 4S 24 133 500 0,13 Condensador 50 133 500 0,30


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