Práctica Profesional Supervisada · Práctica Profesional Supervisada Cálculo, diseño y...

Práctica Profesional

Supervisada

Cálculo, diseño y selección de equipamiento para el

funcionamiento de planta de acopio.

Cálculo y diseño de líneas de media y baja tensión,

subestación transformadora e iluminación exterior.

Año 2015

Ingeniería del Centro

Ing. Jorge José Lacrouts

Meza, Leandro Ariel

Viano, Simón Pedro

Facultad de Ingeniería – UNLPam

Práctica Profesional Supervisada

Contenido

I. Cálculo, diseño y selección de equipamiento para el funcionamiento de

planta de acopio.

1. MEMORIA DESCRIPTIVA……………………………………………………... 2

2. MEMORIA TÉCNICA…………………………………………………………… 3

2.1 Características de los silos……………………………………………………… 3

2.2 Fosa de descarga………………………………………………………………... 3

2.3Tornillo Sinfín…………………………………………………………………… 4

2.3.1 Sinfín para descarga de la fosa…………………………………………… 4

2.3.2 Sinfines para carga de cereal en los silos…………………………………. 5

2.3.3 Sinfín para carga de cereal en la tolva auto-descargable…………...…….. 5

2.4 Selección de motores……………………………………………………………. 6

2.5 Órganos de transmisión…………………………………………………………. 7

2.5.1 Correas……………………………………………………………………. 7

2.5.2 Poleas……………………………………………………………………... 7

3. MEMORIA DE CÁLCULO………………………………...……………………... 8

3.1 Cálculo de los silos……………………………………………………………… 8

3.2 Cálculo de la fosa de descarga…………………………………………………... 9

3.3 Cálculo de los sinfines para carga de cereal en los silos (1 y 2)………………… 10

3.3.1 Dimensionado del eje hueco……………………………………………… 11

3.3.2 Verificación del eje hueco………………………………………………… 13

3.3.3 Dimensionado del tubo camisa …………………………………………... 14

3.3.4 Capacidad de transporte…………………………………………………... 16

3.3.5 Cálculo de potencia del sinfín 1…………………………………………... 17

3.3.6 Cálculo de potencia del sinfín 2 ………………………………………….. 17

3.4 Cálculo del sinfín inclinado para descarga de la fosa …………………………... 18

3.4.1 Dimensionado del eje hueco……………………………………………… 19

3.4.2 Verificación del eje hueco………………………………………………… 22

3.4.3 Dimensionado del tubo camisa …………………………………………... 23

3.4.4 Capacidad de transporte…………………………………………………... 25

3.4.5 Cálculo de potencia del sinfín…………………………………………….. 26

3.5 Cálculo del sinfín para carga de cereal en la tolva auto-descargable…………… 27

3.5.1 Dimensionado del eje hueco……………………………………………... 28


3.5.2 Verificación del eje hueco……………………………………………….. 31

3.5.3 Dimensionado del tubo camisa ………………………………………….. 32

3.5.4 Capacidad de transporte………………………………………………….. 34

3.5.5 Cálculo de potencia del sinfín……………………………………………. 35

3.6 Tabla resumen de los sinfines utilizados ……………………………………….. 36

3.7 Cálculo de transmisiones por fricción………………………………………….. 37

3.7.1 Transmisión del sinfín inclinado para descarga de la fosa………………. 37

3.7.1.1 Cálculo primera etapa…………………………………………... 37

3.7.1.2 Cálculo segunda etapa…………………………………………... 40

3.7.2 Transmisión del sinfín para carga de cereal en los silos…………………. 43



3.7.3 Transmisión del sinfín para carga de la tolva auto-descargable…………. 49



3.8 Selección de poleas………………………………………………………………. 55

3.8.1. Poleas para sinfín inclinado para descarga de la fosa……………………. 55

3.8.2 Poleas para sinfín para carga de la tolva auto-descargable……………….. 57

3.8.3 Poleas para sinfín para carga de cereal en los silos……………………….. 57

4. ANEXO……………………………………………………………………………... 59

Tabla n°1…………………………………………………………………………….. 60

Gráfico n°1…………………………………………………………………………... 61

Gráfico n°2…………………………………………………………………………... 61

Gráfico n°3…………………………………………………………………………... 62

Tabla n°2…………………………………………………………………………….. 62

Tabla n°3…………………………………………………………………………….. 63

Tabla n°4…………………………………………………………………………….. 64

Tabla n°5…………………………………………………………………………….. 64

Tabla n°6…………………………………………………………………………….. 65

Tabla n°7…………………………………………………………………………….. 66

Tabla n°8…………………………………………………………………………….. 67

Tabla n°9…………………………………………………………………………….. 68

Planos


II. Cálculo y diseño de iluminación exterior.

1. MEMORIA DESCRIPTIVA………………………………………………………. 70

2. MEMORIA TÉCNICA…………………………………………………………….. 71

2.1 Elementos de protección y maniobra…………………………………………… 71

2.2 Selección de conductores……………………………………………………….. 72

2.2.1 Iluminación acceso a los comederos……………………………………... 72

2.2.2 Iluminación entrada al establecimiento…………………………………... 73

2.3 Columnas de alumbrado………………………………………………………… 73

2.4 Luminarias………………………………………………………………………. 74

2.5 Lámparas……………………………………………………………………….. 74

2.6 Reflectores………………………………………………………………………. 75

2.7 Borneras para columnas de alumbrado…………………………………………. 76

2.8 Puesta a tierra…………………………………………………………………… 78

3. MEMORIA DE CÁLCULO……………………………………………………….. 79

3.1 Cálculo de alumbrado exterior………………………………………………….. 79

3.2 Iluminación acceso a los comederos…………………………………………… 82

3.2.1Aporte de luminaria 1…………………………………………………….. 82

3.2.2 Aporte de luminaria 2……………………………………………………. 83

3.3 Iluminación para entrada al establecimiento…………………………………….. 84

3.3.1 Aporte de luminaria 1……………………………………………………... 84

3.3.2 Aporte de luminaria 2……………………………………………………... 84

3.4 Cálculo de iluminancia media utilizando el método punto por punto…………... 85

3.5 Cálculo de la potencia necesaria para alimentar tablero seccional 2……………. 86

3.5.1 Potencia requerida para la iluminación del corral………………………... 86

3.5.2 Potencia requerida para iluminación de la entrada del establecimiento…. 87

3.6 Cálculo de conductores………………………………………………………….. 89

3.6.1 Iluminación acceso a los comederos……………………………………... 90

3.6.2 Iluminación entrada al establecimiento…………………………………... 92

III. Cálculo y diseño de líneas en baja tensión.

1. MEMORIA DESCRIPTIVA……………………………………………………..... 94


2. MEMORIA TÉCNICA…………………………………………………….............. 96

2.1 Sistema de puesta a tierra………………………………………………………... 96

2.2 Transformador…………………………………………………………............... 96

2.3 Conductores y protecciones……………………………………………………... 97

2.3.1 Alimentador principal…………………………………………………….. 97

2.3.2 Tablero principal………………………………………………………….. 98

2.3.3 Tablero seccional N°1…………………………………………………….. 98

2.3.3.1 Comando de motores…………………………………………….. 99

2.3.3.2 Indicadores………………………………………………………. 100

2.3.3.3 Pulsadores……………………………………………………….. 100

2.3.4 Tablero seccional N°2……………………………………………... 101

2.4 Disposición de conductores canalizados y directamente enterrados…………….. 101

2.5 Selección del tablero principal…………………………………………………… 102

2.6 Selección del tablero seccional N°1……………………………………………… 103

2.7 Selección del tablero seccional N°2……………………………………………… 105

2.8 Barra de distribución tablero principal…………………………………………… 106

2.9 Barra de distribución tablero seccional N°1……………………………………... 106

2.10 Cajas de registro…………………………………………………………............ 106

2.11 Canalización exterior………………………………………………………….... 107


3.1 Cálculo de la potencia necesaria para selección del transformador……………. 109

3.2 Cálculo de la máxima corriente presunta de cortocircuito en bornes del

transformador de distribución………………………………………………….. 111

3.3 Circuitos de alimentación trifásica de carga única……………………………… 113

3.4Circuitos de alimentación trifásica y monofásica……………………………….. 113

3.5 Calculo de conductores…………………………………………………………. 114

3.5.1 Circuito seccional N°1…………………………………………………… 114



3.5.4 Circuito ACU1………………………………………………………….... 127

3.5.5 Circuitos ACU2 y ACU3………………………………………………… 131

3.5.6 Circuitos ACU4, ACU5, ACU6 y ACU7…………………………………. 135

3.5.7 Circuitos ACU8, ACU9 y ACU10……………………………………….... 139



3.5.10 Circuito seccional N°6………………………………………………….. 151


3.6 Cálculo y selección de contactores y relevos térmicos para el arranque a

tensión reducida de motores……………………………………………………. 156

3.6.1 Motor de 10 hp…………………………………………………………..... 156

3.6.2 Motor de 5,5 hp………………………………………………………….... 158

3.6.3 Temporizador…………………………………………………………....... 160

3.7 Selección de contactores y relevos térmicos para el arranque

directo de motores………………………………………………………………... 160

3.7.1 Motor de 3 hp…………………………………………………………........ 160

3.7.2 Motor de 2 hp…………………………………………………………….... 161

4. ANEXO……………………………………………………………………………... 162

Planos

IV. Cálculo y diseño de línea en media tensión y subestación

transformadora.

1. MEMORIA DESCRIPTIVA………………………………………………………. 164

2. MEMORIA TÉCNICA…………………………………………………………….. 165

2.1 Línea de distribución……………………………………………………………. 165

2.2 Poste Sostén……………………………………………………………………... 165

2.2.1 Estructura…………………………………………………………………. 165

2.2.2 Tipo de aislamiento……………………………………………………….. 166

2.2.3 Atadura preformada………………………………………………………. 167

2.2.4 Bulón para fijación cruceta–poste………………………………………… 168

2.2.5 Perno para montaje de aisladores…………………………………………. 168

2.2.6 Bulón para fijación del brazo a la cruceta………………………………… 168

2.2.7 Brazo H°G°……………………………………………………………….. 169

2.2.8 Bulón para fijación de brazos al poste……………………………………. 169

2.3 Poste terminal y subestación transformadora……………………………………. 169

2.3.1 Estructuras………………………………………………………………… 169

2.3.2 Aislador de retención……………………………………………………… 170

2.3.3 Morsa de retención………………………………………………………… 171

2.3.4 Horquilla terminal…………………………………………………………. 171

2.3.5 Grampa puesta a tierra…………………………………………………….. 171

2.3.6 Bloquete…………………………………………………………………… 172


2.3.7 Cable de cobre para puesta a tierra………………………………………... 172

2.3.8 Cruceta metálica para protecciones……………………………………….. 172

2.3.9 Fusibles media tensión…………………………………………………….. 173

2.3.10 Descargadores de sobretensión…………………………………………... 174

2.3.11 Transformador…………………………………………………………… 176

2.3.12 Cruceta…………………………………………………………………… 176

2.3.13 Seccionadores portafusibles……………………………………………… 176

2.3.14 Fusibles baja tensión……………………………………………………... 177

2.3.15 Gabinete de medición……………………………………………………. 177

2.3.16 Puesta a tierra…………………………………………………………….. 178

2.3.17 Subestación transformadora……………………………………………… 179

2.4 Poste sostén y terminal para derivación………………………………………….. 179

2.4.1 Estructuras………………………………………………………………… 179

2.4.2 Aislador de retención……………………………………………………… 180

2.4.3 Morsa de retención………………………………………………………… 180

2.4.4 Horquilla terminal…………………………………………………………. 181

2.4.5 Grampa puesta a tierra…………………………………………………….. 181

2.4.6 Bloquete…………………………………………………………………… 182

2.4.7 Cable de cobre para puesta a tierra………………………………………... 182

2.4.8 Puesta a tierra……………………………………………………………… 182

2.4.9 Fusibles media tensión…………………………………………………….. 183

2.4.10 Tipo de aislamiento línea troncal………………………………………… 184

2.4.11 Bulón para fijación cruceta – poste………………………………………. 185

2.4.12 Perno para montaje de aisladores………………………………………… 185

2.4.13 Bulón para fijación del brazo a la cruceta………………………………... 186

2.4.14 Brazo H°G°………………………………………………………………. 186

2.4.15 Bulón para fijación de brazos al poste…………………………………… 186

2.4.15 Morseto…………………………………………………………………... 187

2.5 Cómputo de materiales…………………………………………………………... 187


3.1 Tabla de estados…………………………………………………………………. 189

3.1.1 Zona climática……………………………………………………………. 189

3.1.2 Cargas permanentes……………………………………………………… 191

3.1.3 Presiones debidas al viento………………………………………………. 191

3.1.4 Ecuación de la flecha…………………………………………………….. 192

3.1.5 Ecuación de estados……………………………………………………… 192

3.2 Cálculo del vano crítico………………………………………………………….. 193


3.3 Distancia mínima entre conductores……………………………………………... 194

3.4 Selección de cruceta para poste sostén…………………………………………... 195

3.5 Selección de cruceta para poste terminal………………………………………… 196

3.6 Cálculo de estructura en suspensión simple……………………………………... 197

3.6.1 Hipótesis de cálculo……………………………………………………….. 197

3.6.2 Altura libre mínima……………………………………………………….. 197

3.6.3 Empotramiento mínimo…………………………………………………… 198

3.6.4 Determinación de la altura………………………………………………… 198

3.6.5 Empotramiento mínimo real………………………………………………. 199

3.6.6 Diámetro en el empotramiento……………………………………………. 199

3.6.7 Fuerza del viento sobre la estructura……………………………………… 200

3.6.7.1 Fuerza del viento sobre el poste………………………………….. 200

3.6.7.2 Fuerza del viento sobre conductores……………………………… 201

3.6.7.3 Fuerza del viento sobre accesorios, cruceta y aisladores…………. 202

3.6.7.4 Fuerza resultante ejercida por el viento…………………………... 202

3.6.8 Verificación a la rotura…………………………………..………………… 203

3.6.9 Empotramiento de los soporte……………………………………………... 203

3.6.9.1 Coeficiente de seguridad al vuelco……………………………….. 203

3.6.9.2 Verificación del poste sostén……………………………………... 203

3.6.9.3 Cálculo de la tierra gravante……………………………………… 204

3.6.9.4 Cálculo del peso total……………………………………………... 206

3.6.9.5 Cálculo de los momento estabilizantes (Ms y Mb)……………….. 206

3.6.9.6 Cálculo del momento de vuelco…………………………………... 208

3.6.9.7 Verificación al vuelco…………………………………………….. 209

3.6.9.8 Verificación de la tensión admisible del terreno…………………. 209

3.7 Cálculo de estructura en suspensión terminal……………………………………. 210

3.7.1 Hipótesis de cálculo……………………………………………………….. 210

3.7.2 Altura libre mínima……………………………………………………….. 211

3.7.3 Empotramiento mínimo…………………………………………………… 212

3.7.4 Determinación de la altura………………………………………………… 212

3.7.5 Empotramiento mínimo real………………………………………………. 213

3.7.6 Diámetro en el empotramiento……………………………………………. 214

3.7.7 Fuerza del viento sobre la estructura……………………………………… 214

3.7.7.1 Fuerza del viento sobre el poste…………………………………... 214

3.7.7.2 Fuerza del viento sobre el transformador………………………… 215

3.7.7.3 Fuerza del viento sobre los conductores………………………….. 216




3.7.8 Verificación a la rotura……………………………………………………… 218

3.7.9 Empotramiento y fundación de los soporte…………………………………. 219

3.7.9.1 Coeficiente de seguridad al vuelco…………………………………. 219

3.7.9.2 Verificación del poste terminal……………………………………... 219

3.7.9.3 Cálculo de la tierra gravante………………………………………... 220

3.7.9.4 Dimensionado de la fundación……………………………………... 220

3.7.9.5 Cálculo del peso total……………………………………………….. 222

3.7.9.6 Cálculo de los momento estabilizantes (Ms y Mb)…………………. 223

3.7.9.7 Cálculo del momento de vuelco…………………………………….. 225

3.7.9.8 Verificación al vuelco………………………………………………. 226

3.7.9.9 Verificación de la tensión admisible del terreno…………………… 226

3.8 Cálculo de estructura en soporte sostén - terminal para derivación……………… 227

3.8.1 Hipótesis de cálculo………………………………………………………... 227

3.8.2 Altura libre mínima………………………………………………………… 229

3.8.3 Empotramiento mínimo……………………………………………………. 229

3.8.4 Determinación de la altura…………………………………………………. 230

3.8.5 Empotramiento mínimo real……………………………………………….. 231

3.8.6 Diámetro en el empotramiento…………………………………………….. 231

3.8.7 Fuerza del viento sobre la estructura………………………………………. 231

3.8.7.1 Fuerza del viento sobre el poste…………………………………... 232

3.8.7.2 Fuerza del viento sobre los conductores línea troncal……………. 233



3.8.8 Verificación a la rotura………………………………………………………. 234

3.8.9 Empotramiento y fundación de los soporte………………………………….. 235

3.8.9.1 Coeficiente de seguridad al vuelco…………………………………. 235

3.8.9.2 Verificación del poste terminal……………………………………... 236

3.8.9.3 Cálculo de la tierra gravante………………………………………... 236

3.8.9.4 Dimensionado de la fundación……………………………………... 237

3.8.9.5 Cálculo del peso total...……………………………………………... 239

3.8.9.6 Cálculo de los momento estabilizantes (Ms y Mb)…………………. 240

3.8.9.7 Cálculo del momento de vuelco…………………………………….. 242

3.8.9.8 Verificación al vuelco………………………………………………. 242

3.8.9.9 Verificación de la tensión admisible del terreno…………………… 243

3.9 Cálculo de la caída de tensión……………………………………………………... 244

3.10 Separación entre PAT de servicio y PAT de protección………………………… 247

3.11 Selección de fusibles de media tensión…………………………………………... 247

3.12 Tabla de tendido………………………………………………………………….. 248


3.13 Planimetría……………………………………………………………………….. 250

4. ANEXO……………………………………………………………………………… 251


Práctica Profesional supervisada

Cálculo, diseño y selección de equipamiento para el

funcionamiento de planta de acopio.

Cálculo y diseño de líneas de media y baja tensión,

subestación transformadora e iluminación exterior.

Ubicación:

Dorila, Provincia de La Pampa

Tutores:

Ing. Lamberto, Adriana - Facultad de Ingeniería

Ing. Lacrouts, Jorge José – Ingeniería del Centro

Autores:

Meza, Leandro Ariel

Viano, Simón Pedro


1

I.

Cálculo, diseño y selección de

equipamiento para el

funcionamiento de planta de

acopio.


2

1. MEMORIA DESCRIPTIVA

En el siguiente proyecto se describe el diseño y cálculo de los elementos de transporte de

cereal en una planta de silos que se ubicará en un establecimiento rural, en el cual se

desarrollarán actividades agro-ganaderas, ubicado en la localidad de Dorila provincia de La

Pampa. En la misma se realizará el almacenamiento de maíz que luego abastecerá los

diferentes puntos de consumo.

Estará constituida por cuatro silos, 7 tornillos sinfín y una fosa de descarga, en el Anexo

plano n° 1 se muestra la disposición de los mismos.

Se optó por disponer los cuatro silos sobre la superficie del terreno para de este modo, evitar

posibles problemas de humedad por el crecimiento de las napas.

El maíz ingresará a la planta por medio de un camión, donde se lo descargará en una fosa

que estará ubicada por debajo del nivel del suelo. A medida que el cereal es descargado en

la fosa, un tornillo sinfín lo transportará hasta una altura superior a la de los silos, luego el

cereal será depositado en un sinfín que poseerá una leve inclinación (sinfín 1), el cual

descargará el cereal en el primer silo y en otro sinfín que estará en posición horizontal y

que distribuirá el cereal en los tres silos restantes (sinfín 2).

La carga de cereal en la tolva auto-descargable destinada a la distribución de cereal dentro

del “feedlot”, se realizará a través de un tornillo sinfín ubicado en cada uno de los silos.

Se calcularán los siguientes elementos:

o Fosa de descarga: capacidad y dimensiones.

o Tornillo sinfín: capacidad, tipo, cantidad a utilizar, paso, largo, velocidad de giro,

inclinación, potencia, rendimiento, etc.

o Órganos de trasmisión por fricción: Sección de correa, relación de transmisión,

diámetros primitivos de las poleas, distancia entre ejes, longitud primitiva de la

polea y cantidad de correas.

o Motores: potencia, corriente, velocidad de giro, etc.

El diagrama de posibilidades de movimiento de la planta, se puede apreciar en el Anexo

plano n° 2.


3

2. MEMORIA TÉCNICA

Los criterios de cálculo se basaron en una planta donde se realizarán movimientos de cereal

desde los silos bolsa hacia los destinados a la distribución. Se consideró una jornada laboral

de 8 horas diarias.

Se adoptó para el maíz una densidad de 750 [kg/m3] y un ángulo de talud de 21[°]

aproximadamente.

2.1 Características de los Silos

Se seleccionaron 4 silos de una capacidad de almacenamiento de 120 [𝑡𝑛] de maíz.

Altura: 8,5 [m]

Diámetro: 5,2 [m]

Ver anexo plano 3.

2.2 Fosa de descarga

Se adoptó como criterio de cálculo, no dimensionar la fosa para la capacidad total de

descarga de un camión (30 [𝑡𝑛]), sino que se trató de disminuir las dimensiones

considerando que el sinfín, en el momento del comienzo de la descarga de cereal, estará

funcionando por lo que se tuvo en cuenta la diferencia de caudales que existen entre la

entrada a la fosa y la salida de cereal expulsado por el sinfín hacia los silos.

La fosa estará construida de forma piramidal invertida con un ángulo de 60º (mayor al

ángulo de talud del maíz) necesario para que haya fluidez hacia la boca del tornillo sinfín y

para que las distancias entre la tolva de descarga y los silos no sea excesiva.

Se tomó un tiempo de 30 minutos para la descarga de las 30 [𝑡𝑛] de cereal, por lo que

considerando lo dicho anteriormente, la fosa fue dimensionada para una capacidad de 10

[𝑡𝑛], es decir 12 [𝑚3] [ver Anexo plano n° 4].


4

2.3 Tornillo sinfín

La planta contará con 7 tornillos sinfín: tres destinados a la carga de los silos y otros cuatro

para su descarga.

Teniendo definida la capacidad horaria de descarga de cereal en la fosa en 60 [𝑡𝑛 ℎ⁄ ], se

adoptó una capacidad de 40 [𝑡𝑛 ℎ]⁄ para los dos sinfines que acarrearan el cereal hacia los

silos, y teniendo en cuenta que el cereal es para alimentar ganado y no comercializarlo se

fijó una velocidad de giro en 200 [𝑟𝑝𝑚].

Se optó por utilizar un sinfín estándar por lo que el paso será igual al diámetro del sinfín.

Para dimensionar el eje se tuvo en cuenta que estará sometido a esfuerzos debidos a la

torsión y a la flexión.

Se utilizará un eje hueco (representa menor peso y en el centro del eje los esfuerzos son

mínimos) que soportará los esfuerzos generados por la torsión y se colocarán bancadas cada

4 [𝑚] para corregir las deformaciones del eje por flexión.

Se obtuvieron los siguientes datos:

2.3.1 Sinfín para descarga de la fosa

o Tipo de hélice:

- Standard

- Material: SAE 1010

- Espesor: 3,2 [𝑚𝑚]

o Tipo de tubo:


o Eje: 2” (50,80 [𝑚𝑚] )

o Espesor del eje: 4,75 [𝑚𝑚]

o Ala: 82,85 [𝑚𝑚]

o Total: 216,5 [𝑚𝑚]

o Diámetro tubo camisa: 244,5 [mm]

o Espesor tubo camisa: 4 [𝑚𝑚]

o Paso: 216,5 [𝑚𝑚]


5

o Largo: 13,85 [𝑚]

o Rotación: sinfín derecho.

2.3.2 Sinfines para carga de cereal en los silos

o Tipo de hélice:

- Standard



o Tipo de tubo:

- Tubo estructural (Tubos Argentinos)


o Eje:1 ¾” (44,45 [𝑚𝑚])


o Ala: 64 [𝑚𝑚]

o Total: 172,45 [𝑚𝑚]

o Diámetro tubo camisa: 200 [mm]

o Espesor del tubo camisa: 3,7 [𝑚𝑚]

o Paso: 172,45 [𝑚𝑚]

o Sinfín 1:

- Largo: 9,35 [𝑚]

o Sinfín 2:

- Largo: :12,7 [𝑚]


2.3.3 Sinfín para carga de cereal en la tolva auto-descargable

o Tipo de hélice:

- Standard



o Tipo de tubo:


6

- Tubo estructural(Tubos Argentinos)


o Eje:1 1/4” (31,75 [𝑚𝑚])


o Ala: 54,12 [𝑚𝑚]

o Total: 140 [𝑚𝑚]

o Diámetro tubo camisa: 164 [𝑚𝑚]

o Espesor del tubo camisa: 2 [𝑚𝑚]

o Paso: 140 [𝑚𝑚]

o Largo: 7 [m].


Para los cálculos fueron usadas las tablas de Tubos Argentinos, Tubos estructurales grupo

Condesa y recomendaciones del fabricante Sinfines Fas S.A

2.4 Selección de Motores

Motores trifásicos asíncronos

o Cuatro polos

o Frecuencia 50 [Hz]

o Tensión 380 [V]

Aplicación Potencia

necesaria [hp] Potencia

Nominal [hp] Velocidad

de giro [rpm]

Descarga en silos

Sinfín 1 3,38 5,5 1435

Sinfín 2 4,59 5,5 1435

Inclinado-fosa 7,23 10 1440

Inclinado-tolva auto-descargable 1,45 3 1410


7

2.5 Órganos de trasmisión

La trasmisión de potencia se realizará en dos etapas con un mando de correas y poleas, las

cuales se seleccionaron teniendo en cuenta la velocidad de giro en el motor y en el sinfín.

Las correas seleccionadas son del catálogo Dunlop.

2.5.1 Correas

Sinfín de descarga de la fosa

Etapa Tipo de

correa

Diámetro

polea menor [mm]

Diámetro

polea mayor [mm]

Relación de

trasmisión

Cantidad de

correas

1 B-82 140 504 3.6 3

2 C-74 200 400 2 4

Sinfín 1 y 2 para descarga de cereal en los silos

Etapa Tipo de

correa

Diámetro

polea menor [mm]

Diámetro

polea mayor [mm]

Relación de

trasmisión

Cantidad de

correas

1 A-35 100 180 1,8 4

2 B-89 140 560 4 4

2.5.2 Poleas

Las Poleas se seleccionadas son del catálogo Rizzotto y

Pieragostini S.R.L

Cuatro poleas de maza fija: 2 A 100

Sinfín para la descarga de los silos en la tolva auto-descargable

Etapa Tipo de

correa

Diámetro

polea menor [mm]

Diámetro

polea mayor [mm]

Relación de

transmisión

Cantidad de

correas

1 A-42 100 250 2.5 2

2 B-63 140 395 2.82 2


8

Cuatro poleas de maza fija: 2 A 250

Cuatro poleas de maza fija: 2 B 140

Cuatro poleas de maza fija: 2 B 400

Una polea de maza fija: 4 C 200

Una polea de maza fija: 4 C 400

Una polea de maza fija: 3 B 140

Una polea de maza fija: 3 B 500

Dos poleas de maza fija: 4 A 100

Dos poleas de maza fija: 4 A 180

Dos poleas de maza fija: 4 B 140

Dos poleas de maza fija: 4 B 550

3. MEMORIA DE CÁLCULO

3.1 Cálculo de los silos

Los silos se seleccionaron para una capacidad de almacenamiento de 120 [𝑡𝑛] de maíz, con

este dato ingresamos al catálogo de silos de la Industria Menonita.

Seleccionamos 4 silos, la altura total de cada silo será de 8,5 [m] y su diámetro de 5,2 [m].


9

En el Anexo plano n° 3 se muestran las dimensiones de los silos adoptadas.

3.2 Cálculo de la fosa de descarga

Se tomó un tiempo de 30 minutos para la descarga de las 30 [𝑡𝑛] del maíz, por lo que nos

da un caudal de entrada a la fosa de 𝑄𝑒 = 1 [𝑡𝑛

𝑚𝑖𝑛].

Para la salida del cereal, se dimensionó el sinfín para una capacidad de 40 [𝑡𝑛

ℎ], por lo que

el volumen expulsado por minuto será V=0,88 [𝑚3

𝑚𝑖𝑛], y teniendo en cuenta el peso

específico del maíz (𝛾 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3]) se obtuvo que el caudal de salida será:

𝑄𝑠 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3] ∙0,88 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛] ∙

𝑡𝑛

1000 𝑘𝑔 𝑄𝑠 = 0,66 [

𝑡𝑛

𝑚𝑖𝑛]

Por lo que la cantidad de cereal por minuto que quedará dentro de la fosa de descarga será:

∆𝑄 = 𝑄𝑒 − 𝑄𝑠 ∆𝑄 = 1 [𝑡𝑛

𝑚𝑖𝑛] − 0,66 [

𝑡𝑛

𝑚𝑖𝑛] ∆𝑄 ≅ 0,33 [

𝑡𝑛

𝑚𝑖𝑛]

Considerando el tiempo de descarga, la capacidad de almacenamiento es:


10

C=0,33 [𝑡𝑛

𝑚𝑖𝑛] ∙ 30[𝑚𝑖𝑛]= 10 [𝑡𝑛]

Por lo tanto el volumen de la fosa resulta:

𝛾 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3]

𝛾 =𝑃

𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾 V=

10000[𝑘𝑔]

750 [𝑘𝑔

𝑚3] V=13,33 [𝑚3]

El diseño de la fosa contará de dos volúmenes, un cubo rectangular y una pirámide

invertida.

Volumen rectangular:

𝑉 = ℎ ∙ 𝑏 ∙ 𝑎 𝑉 = 0,5 ∙ 4 ∙ 2,8 = 5,6[𝑚3]

Volumen pirámide invertida:

𝑉 =1

3ℎ ∙ 𝑏 ∙ 𝑎 𝑉 =

1

3∙ 2,5 ∙ 4 ∙ 2,8 = 9,33[𝑚3]

Con lo cual el volumen total de la fosa será:

𝑉𝑡=5,6[𝑚3] + 9,33[𝑚3] ≅ 15 [𝑚3]

En el Anexo plano n° 4 se muestran las dimensiones de la fosa adoptadas.

3.3 Cálculo de los Sinfines para carga de cereal en los silos (1 y 2)

Para el cálculo de los sinfines que acarrearán el cereal a los silos [ver Anexo plano n° 5], se

propuso que deberán tener una capacidad de carga de 40 [𝑡𝑛

ℎ], uno de ellos poseerá una

pequeña inclinación (3°) para descargar el cereal en el sinfín consiguiente que se encontrará

en posición horizontal, en ambos casos se consideró que tendrán un rendimiento del 100 %,

por lo que ambos sinfines se cargarán al 100 % de su capacidad.

Para los dos sinfines se tomaron las mismas dimensiones ya que tendrán la misma

capacidad de transporte de cereal.


11

3.3.1 Dimensionado del eje hueco

La potencia para transportar el cereal en el sinfín resulta:

𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:

CF2= Coeficiente de resistencia al avance.

L= Largo del sinfín

Q= Capacidad [𝑚3

𝑠]

Peso específico del maíz: 𝛾 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3]

𝛾 =𝑃

𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾

Para 40 [𝑡𝑛

ℎ], 𝑄 =

40 [𝑡𝑛

ℎ]∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,0148 [

𝑚3

𝑠]

L=9,35 [m]

De la siguiente tabla se tomó un coeficiente de resistencia al avance de 2,3.

Coef. De Resistencia al Avance CF2

Material Tipo CF2

Avena A 2,3

Azúcar A 3,5

Maní B 2

Cebada A 2,3

Harina A 2,3

Salvado A 2,5

Soja A 2,3

Tierra Seca B 4

Maíz A 2,3

Levadura C 8


12

𝑁[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 9,35[𝑚] ∙ 0,0148 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔

𝑚3] 𝑁[ℎ𝑝]=

238,7[𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 3,18[ℎ𝑝]

El torque en el eje del sinfín resulta:

𝑀𝑡 = 71620 ∙𝑁

𝑛

Dónde:

N= Potencia [ℎ𝑝]

n= Velocidad de rotación [𝑟. 𝑝. 𝑚]

𝑀𝑡 = 71620 ∙3,18[ℎ𝑝]

200 [𝑟.𝑝.𝑚] 𝑀𝑡 = 1139,74 [𝑘𝑔 ∙ 𝑐𝑚]

El material utilizado para el eje es acero SAE 1010, con lo cual:

𝜎𝑓𝑙𝑢𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎=2500 [𝑘𝑔

𝑐𝑚2] , 𝜎𝑎𝑑𝑚=1250 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2] , 𝜏𝑎𝑑𝑚= 625 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

Se calculó el diámetro del eje como si fuera un eje macizo para aproximar el diámetro

interno del eje hueco:

𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ √16 ∙ 𝑀𝑡

𝜋 ∙ 𝜏𝑎𝑑𝑚

3

𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ √16∙1139,74 [𝑘𝑔∙𝑐𝑚]

𝜋∙ 625[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

3 𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ 2,10[𝑐𝑚]

Este diámetro se adoptó como diámetro interno del eje hueco.

De la siguiente tabla de tubos estructurales (TUBOS ARGENTINOS), se adoptó el

diámetro del eje.


13

𝑑𝑒𝑗𝑒=44,45 [𝑚𝑚]

𝑒𝑒𝑗𝑒=4,75 [𝑚𝑚]

3.3.2 Verificación del eje hueco

𝜏𝑛 =16∙𝑀𝑡

𝜋∙𝑑𝑒𝑥3∙∙(1−𝑘4)

≤ 𝜏𝑎𝑑𝑚

Dónde:

𝜏𝑎𝑑𝑚= 625[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

𝑑𝑒𝑥𝑡 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑒𝑥𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑒𝑗𝑒

𝑑𝑖𝑛𝑡 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑑𝑒𝑙 𝑒𝑗𝑒

K=𝑑𝑖𝑛𝑡

𝑑𝑒𝑥𝑡

𝜏𝑛 =16∙1139,74 [𝑘𝑔∙𝑐𝑚]

𝜋∙(4,445[𝑐𝑚])3∙ (1−(34,95[𝑚𝑚]

44,45[𝑚𝑚])

4) 𝜏𝑛 = 107 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2] < 625 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

Verifican las dimensiones adoptadas para el eje hueco.


14

3.3.3 Dimensionado del tubo camisa

Teniendo fijado el número de revoluciones por minuto del sinfín, se hizo un cálculo previo

para adoptar sus dimensiones, se calculará para transportar 40 [𝑡𝑛

ℎ] a una velocidad de giro

de 200 [rpm].

Se requiere transportar una capacidad de 40 [𝑡𝑛

ℎ] por lo cual, el volumen que acarreará el

sinfín por minuto será:

Peso especifico 𝛾 =𝑃

𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾

Dónde:

P= Capacidad de transporte ([𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛])

𝑉 =40 [

𝑡𝑛

ℎ]∙[

1000𝑘𝑔

1𝑡𝑛]∙[

1ℎ

60 𝑚𝑖𝑛]

750[𝑘𝑔

𝑚3] V=0,888 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]

Este caudal es el que desplaza el sinfín a 200 [rpm], en una revolución por minuto nos

queda:

𝑉1𝑟𝑝𝑚 =0,888[

𝑚3

𝑚𝑖𝑛] ∙1[𝑟𝑝𝑚]

200[𝑟𝑝𝑚] 𝑉1𝑟𝑝𝑚 = 0,0044 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]

Luego considerando la siguiente ecuación:

𝑉1𝑟𝑝𝑚 = (𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

2

4−

𝜋 ∙ 𝑑𝑒𝑗𝑒2

4) ∙ 𝑝𝑎𝑠𝑜

Paso= 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

Con lo cual:

𝑉 =𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

3

4−


4∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

0 =𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

3

4−


4∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 − 𝑉1𝑟𝑝𝑚


15

En la ecuación cúbica remplazando valores nos queda:


3

4−

𝜋 ∙ 0,044452

4∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 − 0,0044

Con lo cual la única solución válida será:

𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 = 0,1813 [𝑚]

De la siguiente tabla de tubos estructurales (Grupo Condesa), se adoptó el diámetro del

tubo camisa.

𝑑𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 200 [𝑚𝑚]

𝑒𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 3,7 [𝑚𝑚]

El ala del sinfín se calculó dejando aproximadamente 10 [𝑚𝑚] de luz, por lo que:

𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 = 2 ∙ 𝑎𝑙𝑎 + 𝑑𝑒𝑗𝑒 +20 [𝑚𝑚]

𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 = 𝑑𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 −2∙ 𝑒𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎


16

𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎=200−2∙3,7 =192,6 [𝑚𝑚]

𝑎𝑙𝑎 =192,6[𝑚𝑚]−44,45[𝑚𝑚]−20[𝑚𝑚]

2 𝑎𝑙𝑎 = 64 [𝑚𝑚]

3.3.4 Capacidad de transporte

𝑉 = (𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

2

4−



𝑉 = (𝜋∙0,19262

4−

𝜋∙0,044452

4) ∙ 0,2 V=0,00548 [𝑚3]

Este volumen es para 1[𝑟𝑝𝑚], para una velocidad de giro de 200 [𝑟𝑝𝑚], el volumen será:

𝑉 =0,00548[𝑚3]∙200[𝑟𝑝𝑚]

1[𝑟𝑝𝑚] V=1,09 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]

Peso específico 𝛾 =𝑃

𝑉 𝑃 = 𝛾 ∙ 𝑉


𝑚3]

𝑃 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3] ∙ 1,09[

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]= 822[

𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛] 𝑃 = 822 [

𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛] ∙

60[𝑚𝑖𝑛]

1[ℎ]∙

1[𝑡𝑛]

1000[𝑘𝑔]

𝑃 = 49,32 [𝑡𝑛

ℎ], esta será la capacidad real del sin fin horizontal.

Con esta capacidad real, se calculó nuevamente la potencia para ambos sinfines:


17

3.3.5 Cálculo de potencia del sinfín 1


𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:

CF2= 2,3

L= 9,35 [m]

Para 49,32 [𝑡𝑛

ℎ], 𝑄 =

42,39 [𝑡𝑛

ℎ]∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,0157 [

𝑚3

𝑠]


𝑚3]

𝑁[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 9,35 [𝑚] ∙ 0,0157 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔


253,22 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 3,38 [ℎ𝑝]

3.3.6 Cálculo de potencia del sinfín 2


𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:

CF2= 2,3

L= 12,7 [m]


ℎ], 𝑄 =

42,39 [𝑡𝑛

ℎ]∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,0157 [

𝑚3

𝑠]


𝑚3]

𝑁[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 12,7 [𝑚] ∙ 0,0157 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔


343,95 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 4,59 [ℎ𝑝]


18

De la siguiente tabla se seleccionó para ambos sinfines, dos motores trifásicos de cuatro

polos que entregan una potencia de 5,5 [ℎ𝑝].

3.4 Cálculo del sinfín inclinado para descarga de la fosa

Para el cálculo del sinfín que acarrea el cereal desde la fosa de descarga hacia el que lleva

el cereal a la boca de los silos [ver Anexo plano n° 6], se propuso una capacidad de carga

de 𝐶 =40[𝑡𝑛]

0,50 C=80 [

𝑡𝑛

ℎ], ya que se encontrará inclinado, por lo que se consideró que se

cargará a un 50% de su capacidad total (para un ángulo de inclinación con respecto a la

horizontal de 60°).


19


La potencia para transportar el cereal en el sinfín resulta de la suma de dos potencias, una

para elevar el cereal y otra para transportarlo.

Potencia para transportar el cereal:

𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:



Q= Capacidad [𝑚3

𝑠]


𝑚3]

𝛾 =𝑃

𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾

Para 40 [𝑡𝑛

ℎ], 𝑄 =

40 [𝑡𝑛

ℎ]∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,0148 [

𝑚3

𝑠]

Distancia horizontal:

𝑇𝑎𝑛𝑔(𝜃) =𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎

𝑑𝑖𝑠𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 ℎ𝑜𝑟𝑖𝑧𝑜𝑛𝑡𝑎𝑙 𝑑ℎ=

12[𝑚]

𝑇𝑎𝑛𝑔(60) 𝑑ℎ = 6,928[𝑚]

Por lo que la longitud del sinfín será:

𝐿𝑆 = √𝑑ℎ2 + ℎ2 𝐿𝑆 = √6,9282 + 122 𝐿𝑆 =13,85 [𝑚]

Ver Anexo plano n° 6.



20

𝑁1[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 13,85 [𝑚] ∙ 0,0148 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔


353,6 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 4,71[ℎ𝑝]

Potencia para elevar el cereal:

𝑁2 = 𝐶 ∙ 𝐻

Dónde:

C= Capacidad de carga del sin fin [𝑘𝑔

𝑠]

H= Altura a elevar el cereal [𝑚]

𝑁2 = 40 [𝑡𝑛

ℎ] ∙

1000 𝑘𝑔

1 𝑡𝑛∙

1 ℎ

3600 𝑠∙ 12 [𝑚] 𝑁2=

133,33 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 1,8 [ℎ𝑝]

Potencia total:

𝑁𝑡= 𝑁1 + 𝑁2 𝑁𝑡 = 6,52 [ℎ𝑝]



Material Tipo CF2

Avena A 2,3

Azúcar A 3,5

Maní B 2

Cebada A 2,3

Harina A 2,3

Salvado A 2,5

Soja A 2,3

Tierra Seca B 4

Maíz A 2,3

Levadura C 8


21

𝑀𝑡 = 71620 ∙𝑁

𝑛

Dónde:

N=Potencia [ℎ𝑝]


𝑀𝑡 = 71620 ∙6,52[ℎ𝑝]

200 [𝑟.𝑝.𝑚] 𝑀𝑡 = 2334,81 [𝑘𝑔 ∙ 𝑐𝑚]



𝑐𝑚2] , 𝜎𝑎𝑑𝑚=1250 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2] , 𝜏𝑎𝑑𝑚= 625 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

Se calculó el diámetro del eje como si fuera un eje macizo:



3

𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ √16∙2334,81[𝑘𝑔∙𝑐𝑚]

𝜋∙ 625[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

3 𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ 2,67 [𝑐𝑚]

Para calcular la sección del eje hueco adoptamos como diámetro interno, el calculado para

el eje macizo.

Con estos datos para el eje, buscamos dimensiones comerciales para tubos estructurales

(TUBOS ARGENTINOS)


22

𝑑𝑒𝑗𝑒=50,8 [𝑚𝑚]

𝑒𝑒𝑗𝑒=4,75 [𝑚𝑚]



𝜋∙𝑑𝑒𝑥3∙(1−𝑘4)


Dónde:

𝜏𝑎𝑑𝑚= 625[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]



K=𝑑𝑖𝑛𝑡

𝑑𝑒𝑥𝑡

𝜏𝑛 =16∙2334,8[𝑘𝑔∙𝑐𝑚]

𝜋∙(5,08[𝑐𝑚])3∙(1−(41,3[𝑚𝑚]

50,80[𝑚𝑚])

4) 𝜏𝑛 = 161 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2] < 625 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]



23

3.4.3 Dimensionado tubo camisa

Teniendo fijado el número de revoluciones por minuto del sinfín, se hizo un cálculo previo

para adoptar sus dimensiones, se calculará para transportar 80 [𝑡𝑛

ℎ] a una velocidad de giro

de 200 [rpm].

Se requiere transportar una capacidad de 80 [𝑡𝑛

ℎ] por lo cual el volumen que acarreará el



𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾

Dónde:


𝑚𝑖𝑛])

𝑉 =80 [

𝑡𝑛

ℎ]∙[

1000𝑘𝑔

1𝑡𝑛]∙[

1ℎ

60 𝑚𝑖𝑛]

750[𝑘𝑔

𝑚3] V=1,78[

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]


queda:

𝑉1𝑟𝑝𝑚 =1,78[

𝑚3


200[𝑟𝑝𝑚] 𝑉1𝑟𝑝𝑚 = 0,0088 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]


𝑉1𝑟𝑝𝑚 = (𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

2

4−



Paso= 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

Con lo cual:


3

4−




24


3

4−



La ecuación cúbica remplazando valores nos queda:


3

4−

𝜋 ∙ 0,05082



𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 = 0,2276 [𝑚]


tubo camisa.

Se adoptaron las siguientes dimensiones para el tubo camisa:

𝑑𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 244,5 [𝑚𝑚]

𝑒𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 4 [𝑚𝑚]

El ala del sinfín se calculó dejando aproximadamente 10 [𝑚𝑚] de luz, por lo que:


25



𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎=244,5−2∙4=236,5 [𝑚𝑚]

𝑎𝑙𝑎 =236,5[𝑚𝑚]−50,80[𝑚𝑚]−20[𝑚𝑚]

2 𝑎𝑙𝑎 = 82,85 [𝑚𝑚]


𝑉 = (𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

2

4−



𝑉 = (𝜋∙0,23652

4−

𝜋∙0,05082

4) ∙ 0,2365 V=0,0099 [𝑚3]

Este volumen es para 1[𝑟𝑝𝑚], para una velocidad de giro de 200 [𝑟𝑝𝑚], el volumen será:

𝑉 =0,0099[𝑚3]∙200[𝑟𝑝𝑚]

1[𝑟𝑝𝑚] V=1,98[

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]


𝑉 𝑃 = 𝛾 ∙ 𝑉


𝑚3]

𝑃 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3] ∙1,98[

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]=1468,48[

𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛] 𝑃 = 1468,48 [

𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛] ∙

60[𝑚𝑖𝑛]

1[ℎ]∙

1[𝑡𝑛]

1000[𝑘𝑔]

P=89,18[𝑡𝑛

ℎ] , esta será la capacidad del sinfín sin considerar un porcentaje de llenado del

50%.


26

𝑃 = 89,18 [𝑡𝑛

ℎ] ∙ 0,5 ≅ 44,6 [

𝑡𝑛

ℎ]

Esta será la capacidad real que llevará el sinfín inclinado.

3.4.5 Cálculo de potencia del sinfín

Con esta capacidad real, se calculó la potencia del motor nuevamente:


𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:

CF2= 2,3

L= 13,85 [m]

Para 44,6 [𝑡𝑛

ℎ], 𝑄 =

44,6 [𝑡𝑛

ℎ]∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,0165 [

𝑚3

𝑠]


𝑚3]

𝑁[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 13,85 [𝑚] ∙ 0,0165 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔


394,2 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 5,25 [ℎ𝑝]


𝑁2 = 𝐶 ∙ 𝐻

Dónde:


𝑠]


𝑁2 = 44,6 [𝑡𝑛

ℎ] ∙

1000 𝐾𝑔

1 𝑡𝑛∙

1 ℎ

3600 𝑠∙ 12 [𝑚] 𝑁2=

148,7[𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 1,982 [ℎ𝑝]


27

Potencia total:

𝑁𝑡= 𝑁1 + 𝑁2 𝑁𝑡 = 7,25 [ℎ𝑝]

De la siguiente tabla se seleccionó un motor trifásico de cuatro polos que entrega una

potencia de 10 [ℎ𝑝].

3.5 Cálculo del Sinfín para carga de cereal en la tolva auto-descargable

Para el cálculo del sinfín que acarrea el cereal desde los silos hacia la tolva auto-

descargable [ver Anexo plano n° 7] se propuso que se cargarán 14 toneladas en un tiempo

de 45 minutos, lo que nos da una capacidad de 𝐶 =18,66[𝑡𝑛]

0,7 C=26,66 [

𝑡𝑛

ℎ], ya que se

encontrará inclinado y que se cargará a un 70 % de su capacidad total. (Para un ángulo de

inclinación con respecto a la horizontal de 35 [°]).


28


La potencia para transportar el cereal en el sinfín resulta de la suma de dos potencias, una

para elevar el cereal y otra para transportarlo.

Potencia para transportar el cereal:

𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:



Q= Capacidad [𝑚3

𝑠]


𝑚3]

𝛾 =𝑃

𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾

Para 18,7 [𝑡𝑛

ℎ], 𝑄 =

18,7 [𝑡𝑛

ℎ𝑜𝑟𝑎],∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,00693 [

𝑚3

𝑠]

Distancia horizontal:

𝑇𝑎𝑛𝑔(𝜃) =𝐴𝑙𝑡𝑢𝑟𝑎

𝑑𝑖𝑠𝑡𝑎𝑛𝑐𝑖𝑎 ℎ𝑜𝑟𝑖𝑧𝑜𝑛𝑡𝑎𝑙 𝑑ℎ=

4[𝑚]

𝑇𝑎𝑛𝑔(35) 𝑑ℎ = 5,71[𝑚]

Por lo que la longitud del sinfín será:

𝐿𝑆 = √𝑑ℎ2 + ℎ2 𝐿𝑆 = √5,712 + 42 𝐿𝑆 =7 [𝑚]

Ver Anexo plano n° 6.



29

𝑁1[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 7 [𝑚] ∙ 0,00693 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔


83.7 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 1,12 [ℎ𝑝]


𝑁2 = 𝐶 ∙ 𝐻

Dónde:

C= Capacidad de carga del sinfín [𝑘𝑔

𝑠]


𝑁2 = 18,7 [𝑡𝑛

ℎ] ∙

1000 𝐾𝑔

1 𝑡𝑛∙

1 ℎ

3600 𝑠∙ 4[𝑚] 𝑁2=

20,71 [𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 0,27 [ℎ𝑝]

Potencia total:

𝑁𝑡= 𝑁1 + 𝑁2 𝑁𝑡 = 1,4 [ℎ𝑝]


𝑀𝑡 = 71620 ∙𝑁

𝑛


Material Tipo CF2

Avena A 2,3

Azúcar A 3,5

Maní B 2

Cebada A 2,3

Harina A 2,3

Salvado A 2,5

Soja A 2,3

Tierra Seca B 4

Maíz A 2,3

Levadura C 8


30

Dónde:

N= Potencia [ℎ𝑝]


𝑀𝑡 = 71620 ∙1,4[ℎ𝑝]

200 [𝑟.𝑝.𝑚] 𝑀𝑡 = 501,34[𝑘𝑔 ∙ 𝑐𝑚]



𝑐𝑚2] , 𝜎𝑎𝑑𝑚=1250 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2] , 𝜏𝑎𝑑𝑚= 625 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

Se calculó el diámetro del eje como si fuera un eje macizo:



3

𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ √16∙501,34 [𝑘𝑔∙𝑐𝑚]

𝜋∙ 625[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

3 𝑑𝑒𝑗𝑒 ≥ 1,6 [𝑐𝑚]

Para calcular la sección del eje hueco adoptamos como diámetro interno, el calculado para

el eje macizo.

Con estos datos para el eje, buscamos dimensiones comerciales para tubos estructurales

(TUBOS ARGENTINOS)


31

𝑑𝑒𝑗𝑒= 31,75 [𝑚𝑚]

𝑒𝑒𝑗𝑒= 4,75 [𝑚𝑚]



𝜋∙𝑑𝑒𝑥3∙(1−𝑘4)


Dónde:

𝜏𝑎𝑑𝑚= 625 [𝐾𝑔

𝑐𝑚2]



K=𝑑𝑖𝑛𝑡

𝑑𝑒𝑥𝑡

𝜏𝑛 =16∙501,34 [𝑘𝑔∙𝑐𝑚]

𝜋∙(3,175[𝑐𝑚])3∙(1−22,25[𝑚𝑚]

31,75[𝑚𝑚]

4) 𝜏𝑛 = 334 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2] < 625 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]



32

3.5.3 Dimensionado tubo camisa

Teniendo fijado el número de revoluciones por minuto del sinfín, se realizó un cálculo

previo para adoptar sus dimensiones, se calculará para transportar 26,66 [𝑡𝑛

ℎ] a una

velocidad de giro de 200 [rpm].

Se requiere transportar una capacidad de 26,66 [𝑡𝑛

ℎ] por lo cual, el volumen que acarreará el



𝑉 𝑉 =

𝑃

𝛾

Dónde:


𝑚𝑖𝑛])

𝑉 =26,66 [

𝑡𝑛

ℎ]∙[

1000𝑘𝑔

1𝑡𝑛]∙[

1ℎ

60 𝑚𝑖𝑛]

750[𝑘𝑔

𝑚3] V=0,5924 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]


queda:

𝑉1𝑟𝑝𝑚 =0,5924[

𝑚3


200[𝑟𝑝𝑚] 𝑉1𝑟𝑝𝑚 = 0,00296 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]


𝑉1𝑟𝑝𝑚 = (𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

2

4−



Paso = 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

Con lo cual:


3

4−




33


3

4−



En la ecuación cúbica remplazando valores nos queda:


3

4−

𝜋 ∙ 0,031752



𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎 = 0,16[𝑚]


tubo camisa.

𝑑𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 164 [𝑚𝑚]

𝑒𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 2 [𝑚𝑚]

El ala del sinfín se calculó dejando aproximadamente 10 [𝑚𝑚] de luz entre el ala y el

diámetro interior del tubo camisa, por lo que:




34

𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎= 164−2∙2 =160 [𝑚𝑚]

𝑎𝑙𝑎 =160[𝑚𝑚]−31,75[𝑚𝑚]−20[𝑚𝑚]

2 𝑎𝑙𝑎 = 54,12 [𝑚𝑚]


𝑉 = (𝜋 ∙ 𝑑𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑛𝑜 𝑡𝑢𝑏𝑜 𝑐𝑎𝑚𝑖𝑠𝑎

2

4−



𝑉 = (𝜋∙0,1602

4−

𝜋∙0,031752

4) ∙ 0,160 V= 0,00309[𝑚3]

Este volumen es para 1[𝑟𝑝𝑚] , para una velocidad de giro de 200 [𝑟𝑝𝑚] el volumen será:

𝑉 =0,00309[𝑚3]∙200[𝑟𝑝𝑚]

1[𝑟𝑝𝑚] V=0,618 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]


𝑉 𝑃 = 𝛾 ∙ 𝑉


𝑚3]

𝑃 = 750 [𝑘𝑔

𝑚3] ∙ 0,618 [

𝑚3

𝑚𝑖𝑛]=463,54[

𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛] 𝑃 = 463,54 [

𝑘𝑔

𝑚𝑖𝑛] ∙

60[𝑚𝑖𝑛]

1[ℎ]∙

1[𝑡𝑛]

1000[𝑘𝑔]

P=27,81 [𝑡𝑛

ℎ] , esta será la capacidad del sinfín sin considerar un porcentaje de llenado del

70%.

𝑃 = 27,81 [𝑡𝑛

ℎ] ∙ 0,7 ≅ 19,47 [

𝑡𝑛

ℎ]


35

Esta será la capacidad real que llevará el sinfín inclinado.

3.5.5 Cálculo de potencia del sinfín

Con esta capacidad real, se calculó la potencia del motor nuevamente:


𝑁[ℎ𝑝]= 𝐶𝐹2 ∙ 𝐿 ∙ 𝑄 ∙ 𝛾

Dónde:

CF2= 2,3

L= 7 [m]


ℎ], 𝑄 =

19,47[𝑡𝑛

ℎ]∙

1000 𝑘𝑔

𝑡𝑛

1 ℎ

3600 𝑠

750[𝑘𝑔

𝑚3] Q= 0,00721 [

𝑚3

𝑠]


𝑚3]

𝑁[ℎ𝑝]= 2,3 ∙ 7 [𝑚] ∙ 0,00721 [𝑚3

𝑠] ∙ 750 [

𝑘𝑔


87,1[𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 1,16 [ℎ𝑝]


𝑁2 = 𝐶 ∙ 𝐻

Dónde:


𝑠]


𝑁2 = 19,47 [𝑡𝑛

ℎ] ∙

1000 𝑘𝑔

1 𝑡𝑛∙

1 ℎ

3600 𝑠∙ 4 [𝑚] 𝑁2=

21,63[𝑘𝑔∙𝑚

𝑠]

75 = 0,29 [ℎ𝑝]

Potencia total:

𝑁𝑡= 𝑁1 + 𝑁2 𝑁𝑡 = 1,45 [ℎ𝑝]

De la siguiente tabla se seleccionaron cuatro motores trifásicos de cuatro polos que entrega

una potencia de 3 [ℎ𝑝].


36

3.6 Tabla resumen de los sinfines utilizados

En la siguiente tabla presenta un resumen de los distintos tornillos sinfín utilizados en la

planta de silos.

Sinfín Capacidad Ángulo

de inclinación

Rendimiento

Dimensiones del tornillo [mm] Dimensiones

del tubo Largo [m]

Potencia [hp]

Eje Ala Luz ala-tubo

Total D[mm] Esp.

[mm]

Horizontal

Sinfín 1

49,32 0 1 44,45

(1 3/4") 64 10,07 192,6 200 3,7 9,35 3,38

Sinfín 2

49,32 0 1 44,45

(1 3/4") 64 10,07 192,6 200 3,7 12,7 4,59

Inclinado(descarga de la fosa)

44,6 60 0,6 50,8 (2")

82,85 10 236,5 244,5 4 13,85 7,25

Inclinado(descarga de los silos)

19,47 35 0,7 31,75

(1 1/4") 54,12 10 160 164 2 7 1,45


37

3.7 Cálculo de trasmisiones por fricción

La trasmisión de potencia se realizará en dos etapas con un mando de correas y poleas, las

cuales se seleccionaron teniendo en cuenta la velocidad de giro en el motor y en el sinfín.

3.7.1 Transmisión del sinfín inclinado para descarga de la fosa

La transmisión se hará siguiendo los pasos del procedimiento de cálculo para una

transmisión diseñada por el fabricante Dunlop, [ver Anexo plano n° 6].

3.7.1.1 Cálculo primera etapa

1 - Coeficiente de corrección de la potencia:

𝐹𝑐 = 𝑃 ∙ 𝐹𝑐𝑝 [ℎ𝑝]

Dónde:

𝐹𝑐 = 𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑔𝑖𝑑𝑎

𝐹𝑐𝑝 = 𝐹𝑎𝑐𝑡𝑜𝑟 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑐𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 (𝐴𝑛𝑒𝑥𝑜 𝑡𝑎𝑏𝑙𝑎 𝑛° 1)

𝑃 = 𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑎 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑔𝑖𝑟

𝑃 = 10 [ℎ𝑝]

𝐹𝑐𝑝 = 1,1

𝐹𝑐 = 10 [ℎ𝑝] ∙ 1,1 = 11 [ℎ𝑝]

2 - Sección de la Correa:

En función de la potencia corregida a transmitir y las revoluciones por minuto de la polea

menor, del Anexo gráfico n° 1 se determina una sección “B”

3 - Relación de Transmisión:

𝐾 =𝑁

𝑛=

𝐷

𝑑

Dónde:

𝐾 = 𝑅𝑒𝑙𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑚𝑖𝑠𝑖ó𝑛

𝑁 = 𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑣𝑜𝑙𝑢𝑐𝑖𝑜𝑛𝑒𝑠 𝑝𝑜𝑟 𝑚𝑖𝑛. 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑙𝑒𝑎 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟

𝑛 = 𝐶𝑎𝑛𝑡𝑖𝑑𝑎𝑑 𝑑𝑒 𝑟𝑒𝑣𝑜𝑙𝑢𝑐𝑖𝑜𝑛𝑒𝑠 𝑝𝑜𝑟 𝑚𝑖𝑛. 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑙𝑒𝑎 𝑚𝑎𝑦𝑜𝑟

𝐷 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑙𝑒𝑎 𝑚𝑎𝑦𝑜𝑟

𝑑 = 𝐷𝑖á𝑚𝑒𝑡𝑟𝑜 𝑑𝑒 𝑙𝑎 𝑝𝑜𝑙𝑒𝑎 𝑚𝑒𝑛𝑜𝑟


38

𝐾 =1440 [𝑟𝑝𝑚]

400 [𝑟𝑝𝑚]= 3,6

4 - Elección de los diámetros primitivos de las poleas:

El diámetro primitivo de la polea menor se obtiene del Anexo tabla n° 2.

Para una correa de sección “B” se obtiene:

𝑑 = 140 [𝑚𝑚]

Conociendo el diámetro primitivo de la polea menor (d) se obtiene el diámetro primitivo de

la polea mayor con la fórmula siguiente:

𝐷 = 𝐾 ∙ 𝑑 [𝑚𝑚]

𝐷 = 3,6 ∙ 140 [𝑚𝑚] = 504 [𝑚𝑚]

Se debe verificar que el diámetro de la polea menor no esté por debajo de lo aconsejado.

5 -Distancia entre ejes:

𝐾 > 3 → 𝑙 > 𝐷 ; 𝐴𝑑𝑜𝑝𝑡𝑜 𝑙 = 550 [𝑚𝑚]

6 - Longitud primitiva de la correa:

La longitud primitiva (L) de la correa se determina con:

𝐿 = 2 ∙ 𝑙 + 1,57 ∙ (𝐷 + 𝑑) +2 ∙ (𝐷 − 𝑑)

4 ∙ 𝑙

𝐿 = 2 ∙ 550 [𝑚𝑚] + 1,57 ∙ (504 [𝑚𝑚] + 140[𝑚𝑚]) +2 ∙ (504[𝑚𝑚] − 140[𝑚𝑚])

4 ∙ 550[𝑚𝑚]

𝐿 = 2111,4[𝑚𝑚]

Del Anexo tabla n° 4 se elige la longitud primitiva nominal de la correa más próxima al

valor calculado.

Se adopta correa: “B 82”.

7 - Factor de corrección en función de la longitud de la correa:

Para determinar el factor de corrección 𝐹𝑐𝑙 se obtiene del Anexo tabla n° 5:

𝐹𝑐𝑙 = 0,98


39

8 - Determinación del arco de contacto:

El arco de contacto de la correa sobre la polea menor se determina con la siguiente

fórmula:

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(𝐷 − 𝑑)

𝑙

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(504[𝑚𝑚] − 140[𝑚𝑚])

550[𝑚𝑚]= 142,2 [°]

9 - Factor de corrección del arco de contacto:

Con un arco de contacto de 180 [º] sobre la polea mayor, se obtiene la prestación óptima de

la correa, pero como en la práctica éste es normalmente menor y afecta la vida útil de la

correa, para mantener un correcto nivel de prestación, se debe disminuir la prestación base

multiplicándola por un factor de corrección del arco de contacto 𝐹𝑐 menor que 1, según el

Anexo tabla n° 6:

𝐹𝑐 = 0,9

10 - Verificación de la velocidad de la correa:

La velocidad tangencial de la correa no debe sobrepasar los 30 [m/s] en caso de ser

necesarias velocidades superiores se deberán usar poleas especiales. La velocidad

tangencial de la correa no debe sobrepasar los 30 [m/s].

𝑉[𝑚

𝑠] =

𝜋 ∙ 𝑑 ∙ 𝑁

60000

𝑉 =𝜋 ∙ 140[𝑚𝑚] ∙ 1440[𝑟𝑝𝑚]

60000= 10,5[

𝑚

𝑠]

11 - Prestación base

La prestación base (𝑃𝑏) en hp por correa para arco de contacto de 180 [º], se obtiene del

Anexo tabla n° 8.

𝑃𝑏 = 3,965[ℎ𝑝]

Además, se debe agregar una prestación adicional por relación de transmisión que figura en

la misma Tabla equivalente a 0,665 [hp]

𝑃𝑏𝑘 = 𝑃𝑏 + 𝑃𝑟𝑒𝑠𝑡𝑎𝑐𝑖ó𝑛 𝑎𝑑𝑖𝑐𝑖𝑜𝑛𝑎𝑙 𝑝𝑜𝑟 𝑟𝑒𝑙𝑎𝑐𝑖𝑜𝑛 𝑑𝑒 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑚𝑖𝑠𝑖ó𝑛

𝑃𝑏𝑘 = 3,965 [ℎ𝑝] + 0,665 [ℎ𝑝] = 4,63 [ℎ𝑝]


40

12 - Potencia efectiva por correa:

Se obtiene de la siguiente fórmula:

𝑃𝑒[ℎ𝑝] = 𝑃𝑏𝑘 ∙ 𝐹𝑐𝑙 ∙ 𝐹𝑐

𝑃𝑒 = 4,63 [ℎ𝑝] ∙ 0,98 ∙ 0,9 = 4,08 [ℎ𝑝]

13 - Cantidad de correas es:

𝐶𝑎𝑛𝑡. 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑎𝑠 =𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑔𝑖𝑑𝑎 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑎 𝑡𝑟𝑎𝑛𝑠𝑚𝑖𝑡𝑖𝑟𝑠𝑒

𝑃𝑜𝑡𝑒𝑛𝑐𝑖𝑎 𝑒𝑓𝑒𝑐𝑡𝑖𝑣𝑎 𝑝𝑜𝑟 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑎

𝐶𝑎𝑛𝑡. 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑎𝑠 =11 [ℎ𝑝]

4,08 [ℎ𝑝]= 3 𝐶𝑜𝑟𝑟𝑒𝑎𝑠

3.7.1.2 Cálculo segunda etapa

1- La potencia utilizada en la segunda etapa es la misma que en la primera etapa: 11 [hp].



menor, del Anexo gráfico n° 1 se determina una sección “C”


𝐾 =𝑁

𝑛=

𝐷

𝑑

Dónde:






𝐾 =400 [𝑟𝑝𝑚]

200 [𝑟𝑝𝑚]= 2


El diámetro primitivo de la polea menor se obtiene del Anexo tabla n° 2:

Para una correa de sección “C” se obtiene:

𝑑 = 200 [𝑚𝑚]


41



𝐷 = 𝐾 ∙ 𝑑 [𝑚𝑚]

𝐷 = 2 ∙ 200 [𝑚𝑚] = 400 [𝑚𝑚]



𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(𝐾 + 1) ∙ 𝑑

2+ 𝑑

𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(2 + 1) ∙ 200 [𝑚𝑚]

2+ 200[𝑚𝑚] = 500 [𝑚𝑚]



𝐿 = 2 ∙ 𝑙 + 1,57 ∙ (𝐷 + 𝑑) +2 ∙ (𝐷 − 𝑑)

4 ∙ 𝑙

𝐿 = 2 ∙ 500 [𝑚𝑚] + 1,57 ∙ (400 [𝑚𝑚] + 200[𝑚𝑚]) +2 ∙ (400[𝑚𝑚] − 200[𝑚𝑚])

4 ∙ 500[𝑚𝑚]

𝐿 = 1942,2[𝑚𝑚]


valor calculado.

Se adopta correa: “C 74”.



𝐹𝑐𝑙 = 0,87



fórmula:

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(𝐷 − 𝑑)

𝑙


42

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(400[𝑚𝑚] − 200 [𝑚𝑚])

500[𝑚𝑚]= 157,2 [°]


Con un arco de contacto de 180º sobre la polea mayor, se obtiene la prestación óptima de la

correa, pero como en la práctica éste es normalmente menor y afecta la vida útil de la



Anexo tabla n° 6:

𝐹𝑐 = 0,94





𝑉[𝑚

𝑠] =

𝜋 ∙ 𝑑 ∙ 𝑁

60000

𝑉 =𝜋 ∙ 200[𝑚𝑚] ∙ 400[𝑟𝑝𝑚]

60000= 4,18 [

𝑚

𝑠]



Anexo tabla n° 9:

𝑃𝑏 = 3,39 [ℎ𝑝]


la misma tabla equivalente a 0,49 [hp]


𝑃𝑏𝑘 = 3,39 [ℎ𝑝] + 0,49 [ℎ𝑝] = 3,88 [ℎ𝑝]




𝑃𝑒 = 3,88 [ℎ𝑝] ∙ 0,87 ∙ 0,94 = 3,17 [ℎ𝑝]


43




𝐶𝑎𝑛𝑡. 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑎𝑠 =11 [ℎ𝑝]


3.7.2 Transmisión del sinfín para carga de cereal en los silos (horizontal)

Tanto para la transmisión del sinfín 1 y el sinfín 2 se utilizarán las mismas correas.

La transmisión se hará siguiendo los pasos del procedimiento de cálculo para una

transmisión diseñada por el fabricante Dunlop, [ver Anexo plano n° 5].




Dónde:




𝑃 = 5,5 [ℎ𝑝]

𝐹𝑐𝑝 = 1,1

𝐹𝑐 = 5,5 [ℎ𝑝] ∙ 1,1 = 6,05 [ℎ𝑝]



menor, del Anexo gráfico n° 3 se determina una sección “A”


𝐾 =𝑁

𝑛=

𝐷

𝑑

Dónde:




44




𝐾 =1435 [𝑟𝑝𝑚]

800 [𝑟𝑝𝑚]= 1,8


El diámetro primitivo de la polea menor se obtiene del Anexo tabla n° 2

Para una correa de sección “A” se obtiene:

𝑑 = 100 [𝑚𝑚]



𝐷 = 𝐾 ∙ 𝑑 [𝑚𝑚]

𝐷 = 1,8 ∙ 100 [𝑚𝑚] = 180 [𝑚𝑚]



𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(𝐾 + 1) ∙ 𝑑

2+ 𝑑

𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(1,8 + 1) ∙ 100 [𝑚𝑚]

2+ 100[𝑚𝑚] = 240 [𝑚𝑚]



𝐿 = 2 ∙ 𝑙 + 1,57 ∙ (𝐷 + 𝑑) +2 ∙ (𝐷 − 𝑑)

4 ∙ 𝑙

𝐿 = 2 ∙ 240 [𝑚𝑚] + 1,57 ∙ (180 [𝑚𝑚] + 100[𝑚𝑚]) +2 ∙ (180[𝑚𝑚] − 100[𝑚𝑚])

4 ∙ 240[𝑚𝑚]

𝐿 = 920[𝑚𝑚]


valor calculado.

Se adopta correa: “A 35”.


45



𝐹𝑐𝑙 = 0,87



fórmula:

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(𝐷 − 𝑑)

𝑙

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(180[𝑚𝑚] − 100[𝑚𝑚])

240[𝑚𝑚]= 161 [°]






Anexo tabla n° 6:

𝐹𝑐 = 0,95





𝑉[𝑚

𝑠] =

𝜋 ∙ 𝑑 ∙ 𝑁

60000

𝑉 =𝜋 ∙ 100[𝑚𝑚] ∙ 1435[𝑟𝑝𝑚]

60000= 7,5[

𝑚

𝑠]



Anexo tabla n° 7.

𝑃𝑏 = 1,81[ℎ𝑝]


46


la misma Tabla equivalente a 0,24 [hp]


𝑃𝑏𝑘 = 1,81 [ℎ𝑝] + 0,24 [ℎ𝑝] = 2,05 [ℎ𝑝]




𝑃𝑒 = 2,05 [ℎ𝑝] ∙ 0,87 ∙ 0,95 = 1,69 [ℎ𝑝]




𝐶𝑎𝑛𝑡. 𝑑𝑒 𝑐𝑜𝑟𝑟𝑒𝑎𝑠 =6,05 [ℎ𝑝]



1- La potencia utilizada en la segunda etapa es la misma que en la primera etapa: 6,05 [hp].



menor, del Anexo gráfico n° 3 se determina una sección “B”


𝐾 =𝑁

𝑛=

𝐷

𝑑

Dónde:






𝐾 =800 [𝑟𝑝𝑚]

200 [𝑟𝑝𝑚]= 4


47




𝑑 = 140 [𝑚𝑚]



𝐷 = 𝐾 ∙ 𝑑 [𝑚𝑚]

𝐷 = 4 ∙ 140 [𝑚𝑚] = 560 [𝑚𝑚]



𝐾 > 3 → 𝑙 > 𝐷 ; 𝐴𝑑𝑜𝑝𝑡𝑜 𝑙 = 600 [𝑚𝑚]



𝐿 = 2 ∙ 𝑙 + 1,57 ∙ (𝐷 + 𝑑) +2 ∙ (𝐷 − 𝑑)

4 ∙ 𝑙

𝐿 = 2 ∙ 600 [𝑚𝑚] + 1,57 ∙ (560 [𝑚𝑚] + 140[𝑚𝑚]) +2 ∙ (560[𝑚𝑚] − 140[𝑚𝑚])

4 ∙ 600[𝑚𝑚]

𝐿 = 2300[𝑚𝑚]


valor calculado.




𝐹𝑐𝑙 = 1



fórmula:

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(𝐷 − 𝑑)

𝑙


48

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(560[𝑚𝑚] − 140 [𝑚𝑚])

600[𝑚𝑚]= 140 [°]


Con un arco de contacto de 180º sobre la polea mayor, se obtiene la prestación óptima de la

correa, pero como en la práctica éste es normalmente menor y afecta la vida útil de la



Anexo tabla n° 6:

𝐹𝑐 = 0,89





𝑉[𝑚

𝑠] =

𝜋 ∙ 𝑑 ∙ 𝑁

60000

𝑉 =𝜋 ∙ 140[𝑚𝑚] ∙ 800[𝑟𝑝𝑚]

60000= 5,86 [

𝑚

𝑠]



Anexo tabla n° 8:

𝑃𝑏 = 1,81 [ℎ𝑝]




𝑃𝑏𝑘 = 1,81 [ℎ𝑝] + 0,35 [ℎ𝑝] = 2,16 [ℎ𝑝]




49


𝑃𝑒 = 2,16 [ℎ𝑝] ∙ 1 ∙ 0,89 = 1,92[ℎ𝑝]






3.7.3 Transmisión del Sinfín para carga de la tolva auto-descargable

La transmisión se hará en dos etapas y se hará siguiendo los pasos del procedimiento de

cálculo para una transmisión diseñado por el fabricante Dunlop, [ver Anexo plano n° 7].







𝑃 = 3 [ℎ𝑝]

𝐹𝑐𝑝 = 1,1

𝐹𝑐 = 3 [ℎ𝑝] ∙ 1,1 = 3,3 [ℎ𝑝]



menor, del Anexo gráfico n° 2, se determina una sección “A”


𝐾 =𝑁

𝑛=

𝐷

𝑑

Dónde:



50





𝐾 =1410 [𝑟𝑝𝑚]

564 [𝑟𝑝𝑚]= 2,5



Para una correa de sección “A” se obtiene:

𝑑 = 100 [𝑚𝑚]



𝐷 = 𝐾 ∙ 𝑑 [𝑚𝑚]

𝐷 = 2,5 ∙ 100 [𝑚𝑚] = 250 [𝑚𝑚]



𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(𝐾 + 1) ∙ 𝑑

2+ 𝑑

𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(2,5 + 1) ∙ 100 [𝑚𝑚]

2+ 100[𝑚𝑚] = 275 [𝑚𝑚]



𝐿 = 2 ∙ 𝑙 + 1,57 ∙ (𝐷 + 𝑑) +2 ∙ (𝐷 − 𝑑)

4 ∙ 𝑙

𝐿 = 2 ∙ 275 [𝑚𝑚] + 1,57 ∙ (250 [𝑚𝑚] + 100[𝑚𝑚]) +2 ∙ (250[𝑚𝑚] − 100[𝑚𝑚])

4 ∙ 275[𝑚𝑚]

𝐿 = 1100[𝑚𝑚]


valor calculado.

Se adopta correa: “A 42”.


51



𝐹𝑐𝑙 = 0,9



fórmula:

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(𝐷 − 𝑑)

𝑙

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(250[𝑚𝑚] − 100[𝑚𝑚])

275[𝑚𝑚]= 148,9 [°]






Anexo tabla n° 6:

𝐹𝑐 = 0,91





𝑉[𝑚

𝑠] =

𝜋 ∙ 𝑑 ∙ 𝑁

60000

𝑉 =𝜋 ∙ 100[𝑚𝑚] ∙ 1410[𝑟𝑝𝑚]

60000= 7,38[

𝑚

𝑠]



Anexo tabla n° 7.


52

𝑃𝑏 = 1,81[ℎ𝑝]




𝑃𝑏𝑘 = 1,81 [ℎ𝑝] + 0,24 [ℎ𝑝] = 2,05 [ℎ𝑝]


Se obtiene de la siguiente formula:


𝑃𝑒 = 2,05 [ℎ𝑝] ∙ 0,9 ∙ 0,91 = 1,67 [ℎ𝑝]







1- La potencia utilizada en la segunda etapa es la misma que en la primera etapa: 3,3 [hp].



menor, del Anexo gráfico n° 2, se determina una sección “B”


𝐾 =𝑁

𝑛=

𝐷

𝑑

Dónde:







53

𝐾 =564 [𝑟𝑝𝑚]

200 [𝑟𝑝𝑚]= 2,82




𝑑 = 140 [𝑚𝑚]



𝐷 = 𝐾 ∙ 𝑑 [𝑚𝑚]

𝐷 = 2,82 ∙ 140 [𝑚𝑚] = 395 [𝑚𝑚]



𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(𝐾 + 1) ∙ 𝑑

2+ 𝑑

𝐾 < 3 → 𝑙 ≥(2,82 + 1) ∙ 140 [𝑚𝑚]

2+ 140[𝑚𝑚] = 407,2 [𝑚𝑚]



𝐿 = 2 ∙ 𝑙 + 1,57 ∙ (𝐷 + 𝑑) +2 ∙ (𝐷 − 𝑑)

4 ∙ 𝑙

𝐿 = 2 ∙ 407,2 [𝑚𝑚] + 1,57 ∙ (395 [𝑚𝑚] + 140[𝑚𝑚]) +2 ∙ (395[𝑚𝑚] − 140[𝑚𝑚])

4 ∙ 407,2[𝑚𝑚]

𝐿 = 1655[𝑚𝑚]


valor calculado.




𝐹𝑐𝑙 = 0,93


54



fórmula:

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(𝐷 − 𝑑)

𝑙

𝛼[°] = 180 − 57 ∙(395[𝑚𝑚] − 140 [𝑚𝑚])

407,2[𝑚𝑚]= 144,3 [°]






Anexo tabla n° 6:

𝐹𝑐 = 0,9





𝑉[𝑚

𝑠] =

𝜋 ∙ 𝑑 ∙ 𝑁

60000

𝑉 =𝜋 ∙ 140[𝑚𝑚] ∙ 564[𝑟𝑝𝑚]

60000= 4,13 [

𝑚

𝑠]



Anexo tabla n° 8.

𝑃𝑏 = 1,85 [ℎ𝑝]




𝑃𝑏𝑘 = 1,85 [ℎ𝑝] + 0,24 [ℎ𝑝] = 2,09 [ℎ𝑝]


55


Se obtiene de la siguiente formula:


𝑃𝑒 = 2,09 [ℎ𝑝] ∙ 0,93 ∙ 0,9 = 1,73 [ℎ𝑝]






3.8 Selección de poleas

3.8.1 Poleas para sinfín inclinado para descarga de la fosa

El Sinfín inclinado utilizado para la descarga de la fosa se utilizará el siguiente juego de

poleas.

Polea de maza fija: 3 B 140


Polea de maza fija: 4 C 200

Polea de maza fija: 4 C 400


56


57

3.8.2 Poleas para sinfín para carga de la tolva autodescargable

Las poleas utilizadas en el Sinfín inclinado para la carga de cereal en la tolva auto-

descargable serán:

Polea de maza fija: 2 A 100





58

3.8.3 Poleas para sinfín para carga de cereal en los silos

Tanto para los sinfines 1 y 2 (en posición horizontal) para carga de cereal a los silos se

utilizarán el mismo juego de poleas.






59

4.

ANEXO


60

Tabla n° 1: Coeficiente de corrección de potencia


61

Gráfico n° 1: Elección de la sección de la correa.



62


Tabla n° 2: Diámetro primitivo de las poleas.


63

Tabla n° 3: Longitud primitiva nominal.


64

Tabla n° 4: Longitud primitiva nominal.

Tabla n° 5: Factor de corrección en función de sección de la correa.


65

Tabla n° 6: Factor de corrección en función del arco de contacto.


66

Tabla n° 7: Prestación base. Sección A.


67

Tabla n° 8: Prestación base. Sección B.


68

Tabla n° 9: Prestación base. Sección C.


69

II.

Cálculo y diseño de iluminación

exterior


70


El siguiente proyecto consiste en el diseño y cálculo de una red de iluminación exterior de

un establecimiento rural ubicado en la localidad de Dorila, Provincia de La Pampa,

destinada a la iluminación de comederos ubicados en los distintos corrales y a la entrada de

dicho establecimiento.

El tendido de las líneas de alimentación para las luminarias será subterráneo y se realizará

siguiendo una distribución radial abierta, a su vez los consumos se distribuirán de manera

que las cargas en cada fase sean similares.

El sistema de alumbrado contará con 24 luminarias equipadas con lámparas de vapor de

sodio de alta presión, de las cuales 11 serán de 250 [W] cada una y las 13 restantes 150

[W] cada luminaria.

Desde el Tablero Principal ubicado en cercanías de la planta de silos se alimentará al

Tablero Seccional N°2 (TS2) ubicado a 2 [𝑚] del mismo, el cual contendrá las

protecciones y las derivaciones para el sistema de iluminación exterior, desde él partirán

los circuitos de iluminación trifásica específica (A1 y A4) que alimentarán la red, la misma

se llevará a cabo utilizando cable tetrapolar subterráneo de potencia, con aislación y vaina

de PVC para tensiones de servicio de 1,1 [kV], el cual irá directamente enterrado a una

profundidad de 0,7 [m] [ver Anexo de “Cálculo y diseño de líneas en baja tensión” Plano

N°8].

La red de alumbrado exterior ingresará a cada columna a través del conductor mencionado,

y hará su paso por las borneras trifásicas ubicadas en su interior, a las cuales se tiene acceso

a través de una tapa metálica lateral ubicada en el exterior a una altura de 1,2 [m]. Desde

esta bornera se realizará la alimentación correspondiente para el funcionamiento de la

luminaria mediante conductores unipolares IRAM 2178 de sección 1,5 [mm2], los cuales

irán por dentro de la columna de alumbrado. Todas las luminarias contarán con fusibles y

porta-fusibles de tipo tabaquera como medida de protección.

Desde la toma de tierra local extendida partirá un conductor IRAM 2467 de 6 [mm2] de

sección que luego se conectará internamente a la columna a través de un bloquete solidario


71

a esta, accesible a través de la ventana de inspección, desde el cual se conectarán todos los

elementos internos de la columna de alumbrado.

El proyecto se desarrolló, según la Reglamentación para la Ejecución de Instalaciones

Eléctricas en Inmuebles de la Asociación Eléctrica Argentina (edición 2006), la

Reglamentación para la Ejecución de Instalaciones Eléctricas de Alumbrado Público AEA

95703 (edición 2009) y las Normas IRAM e IEC correspondientes, de tal forma que queden

garantizados la seguridad de las personas y el funcionamiento óptimo del sistema.

2. MEMORIA TÉCNICA

2.1 Elementos de protección y maniobra

La instalación operará con un esquema de puesta a tierra TT, con lo cual la protección

contra los contactos indirectos se efectuará mediante dispositivos diferenciales de

𝐼∆𝑛 = 300 [𝑚𝐴], a la vez se deberá cumplir que la resistencia de la puesta a tierra sea

menor o igual a 40 [ohm].

La protección contra los contactos directos se llevará a cabo protegiendo las partes activas

del equipamiento eléctrico mediante una barrera o envolvente de protección que impida el

contacto.

Adicionalmente deberá preverse grados mínimos de protección contra los contactos

directos cuando la puerta esté cerrada (IP4X) frente a personas no capacitadas y cuando

esté abierta (IP2X) frente a personas sí capacitadas.

Los conductores subterráneos de potencia con aislación y vaina de PVC para los diferentes

circuitos se seleccionaron del catálogo de IMSA.

Las protecciones para todos los circuitos se seleccionaron del catálogo Schneider Electric.


72

Tablero Seccional 2

Circuito

Proyecto Conductor Protecciones

Potencia

[VA]

Corriente

de proyecto

𝐼𝑏[𝐴]

Sección [𝑚𝑚2]

Corriente

admisible

𝐼𝑛[𝐴]

Largo

[m]

Interruptor

termo magnético unipolar

Disyuntor

diferencial

(*)

Curva 𝐼𝑛[𝐴] Poder

de corte 𝐼𝑛[𝐴]

𝐼∆𝑛 [mA]

A1 3080 5,6 4

48 2 C--clase

3 10 4500

40 300

A4 2516,48 4,4 2,5

38 204

C--clase

3 10 4500

(*) Disyuntor diferencial superinmunizado.

2.2 Selección de conductores

2.2.1 Iluminación acceso a los comederos

Alimentador 1

Tramo Longitud [Km] Cable tipo Iadm[A]

TS2-Empalme 0,052 4x4 Cu 48

Alimentador 3

Tramo

Longitud

[Km] Cable tipo Iadm[A]

Empalme-6 0,047 4x4 Cu 48

6--7 0,047 4x4 Cu 48

7--8 0,047 4x4 Cu 48

8--9 0,047 4x4 Cu 48

9--10 0,047 4x4 Cu 48

10--11 0,047 4x4 Cu 48

Alimentador 2

Tramo

Longitud

[Km] Cable tipo Iadm[A]

Empalme--2 0,047 4x4 Cu 48

2--3 0,047 4x4 Cu 48

3--4 0,047 4x4 Cu 48

4--5 0,047 4x4 Cu 48


73

2.2.2 Iluminación entrada al establecimiento

Alimentador 4

Tramo Longitud [Km] Cable tipo Iadm[A]

TS2--12 0,030 4x2,5 Cu 38

12--13 0,009 4x2,5 Cu 38

13--14 0,009 4x2,5 Cu 38

14--15 0,009 4x2,5 Cu 38

15--16 0,030 4x2,5 Cu 38

16—17 0,029 4x2,5 Cu 38

17—18 0,026 4x2,5 Cu 38

18—19 0,018 4x2,5 Cu 38

19—20 0,020 4x2,5 Cu 38

20—21 0,020 4x2,5 Cu 38

21—22 0,020 4x2,5 Cu 38

22—23 0,020 4x2,5 Cu 38

23--24 0,020 4x2,5 Cu 38

2.3 Columnas de alumbrado

Se seleccionó del catálogo de la empresa CAMED 20 columnas de alumbrado exterior

modelo 30900.

Altura libre: 9 [m]

Longitud del brazo: 2 [m]


74

2.4 Luminarias

Se seleccionó del catálogo de la empresa LANIN 20 luminarias para alumbrado exterior

modelo L-410.

2.5 Lámparas

Para el alumbrado exterior se seleccionaron 24 lámparas de vapor de sodio de alta presión

marca SON-T PLUS PIA del catálogo de la empresa PHILIPS.

Para la red de alumbrado exterior destinada a la iluminación de los comederos se utilizarán

lámparas de 250 [W] y para la red destinada a la iluminación de la entrada al

establecimiento se utilizarán lámparas de 150 [W].


75

2.6 Reflectores

La red de alumbrado exterior ingresará a cada caja registro, a través de un conductor

tetrapolar y hará su paso por las borneras trifásicas ubicadas en su interior, desde ella se

realizará la alimentación correspondiente para el funcionamiento de cada reflector mediante

conductores bipolares, los cuales irán canalizados con caños metálicos de acero hasta los

puntos de consumo.

Se seleccionaron cuatro reflectores marca MAX 1 simétrico, con lámparas de vapor de

sodio de alta presión de 150 [W], del catálogo de la empresa Lumenac iluminación, estos

irán fijados a la estructura de cada uno de los silos.


76

2.7 Borneras para columnas de alumbrado

La conexión en guirnalda y derivaciones se realizarán mediante terminales sujetos a los

bornes del tablero de distribución. De este modo, en los cables que siguen sin derivar habrá

dos terminales por borne, mientras que en los de la derivación compartirán tres terminales

cada uno de los dos bornes de fase y neutro.

Por la parte inferior de la bornera ingresarán los cables provenientes de la línea de

alimentación externa, luego se conectarán como se hallan representados en sus respectivos

bornes. De los portafusiles continuarán dos cables de alimentación de una sección nominal

de 1,5 [𝑚𝑚2], dirigiéndose hacia la luminaria. La siguiente figura muestra el esquema de

conexión.


77

Para la conexión interna de la columna se utilizarán 24 tableros de resina epóxica con carga

de cuarzo de elevada prestación mecánica y eléctrica, de la marca Epoxiformas modelo

TCL-102 con 4 bornes y dos portafusibles tipo tabaquera con fusible de 2 [A], como se

muestra en la figura.


78

2.8 Puesta a tierra

El sistema de puesta a tierra para el alumbrado exterior será TT.

Para la puesta a tierra local se utilizará una jabalina cilíndrica según IRAM 2309 y 2310 de

longitud mínima 1,5 [m], y para cumplir con la característica de “tierra lejana”, se la

ubicará en cercanías del tablero principal, teniendo en cuenta que la toma de tierra de la

instalación deberá separarse de la toma de tierra de servicio una distancia (medida en

cualquier dirección) mayor a 10 veces el radio de la jabalina de mayor longitud.

Como se utilizarán columnas o soportes metálicos, cada columna deberá ponerse a tierra,

de forma tal que en caso de una falla de aislación se obtenga un circuito o lazo de falla con

una impedancia lo suficientemente baja como para asegurar el disparo del interruptor

diferencial del circuito.

Se deberá garantizar que la instalación tenga en forma permanente una resistencia de puesta

a tierra 𝑅𝑎 ≤ 40 [ohm] a lo largo de la vida útil de la instalación y en cualquier época del

año.

Dado que la alimentación se efectuará en forma subterránea todos los soportes formaran

parte de una red de tierra común a todos ellos, cada columna de alumbrado contará con una

toma de tierra local y todas las masas se encontrarán conectadas a la misma por medio de

un conductor de protección saliente desde la barra o juego de bornes de tierra del

correspondiente tablero de alimentación.

El conductor saliente del tablero será de cobre, aislado color verde-amarillo, de la misma

sección que los conductores de línea. Al tener un mismo conductor que alimentará varias

columnas, no se incluirá en el mismo al PE, sino que será tendido por separado, derivando

desde los tramos que ponen a tierra el tablero de la columna y/o la columna.

Deberá ser tendido con una longitud de reserva suficiente al pie de la columna o dentro de

ella, por si se produjera una caída fortuita de la columna disminuya el riesgo de rotura o

desconexión anticipada del PE.


79


3.1 Cálculo de alumbrado exterior

Para el cálculo se tuvo en cuenta el lugar donde estará ubicada la red de alumbrado exterior,

y la actividad a realizarse.

Dicha red estará destinada a la iluminación de comederos ubicados en corrales de 40 [m] de

largo, por lo cual se ubicará una columna de alumbrado en cada principio y fin de los

corrales.

Al estar destinada a la actividad antes mencionada, no se tuvo en cuenta la uniformidad

luminosa, sino que se trató de lograr un nivel de iluminación medio mayor a 10 lux y una

intensidad aceptable en el punto más desfavorable (punto 3).

Se seleccionaron luminarias que entregarán una intensidad luminosa elevada para ángulos

comprendidos entre 40 y 70 grados, por lo cual se buscaron curvas polares que tuvieran

altos valores lumínicos hacia los laterales y no una distribución concentrada en el centro.

Para lograr buenos niveles lumínicos en el punto más desfavorable se tomó una altura de


80

9 [m] para las columnas de alumbrado, ya que por la disposición de los corrales no se pudo

acortar la distancia entre ellas.

Las lámparas fueron seleccionadas de acuerdo al flujo luminoso entregado por ellas.

Para realizar dicho cálculo se tuvo en cuenta la siguiente información técnica:

Luminaria: L-410 que entrega un haz medio de 241 [Cd/klm] y tiene la siguiente

distribución fotométrica.

Lámpara: SON (-T) Plus PIA de vapor de sodio de alta presión de 250 [w] y 150 [w].


81

Las fórmulas utilizadas para realizar dicho cálculo fueron las siguientes:

1- Calcular γ𝑖

𝛾𝑖 =𝑑𝑖

ℎ

2- Del gráfico de distribución fotométrica, según el valor de γ𝑖 se obtiene 𝐼𝑔𝑟á𝑓𝑖𝑐𝑜 [Cd/klm]

3- La intensidad lumínica real se obtiene de la siguiente expresión:

𝐼𝑟𝑒𝑎𝑙 = Φ𝑙𝑎𝑚𝑝𝑎𝑟𝑎 ∙𝐼𝑔𝑟á𝑓𝑖𝑐𝑜

1000

4- Se calcula la iluminancia con las siguientes formulas:

𝐸𝑖ℎ=

𝐼𝑟𝑒𝑎𝑙

ℎ2 ∙ 𝑐𝑜𝑠3γ𝑖 (Plano horizontal)

𝐸𝑖𝑣=

𝐼𝑟𝑒𝑎𝑙

ℎ2 ∙ 𝑐𝑜𝑠2γ𝑖 ∙ 𝑠𝑒𝑛γ𝑖 (Plano vertical)

𝐸𝑖 = √𝐸𝑖ℎ

2 + 𝐸𝑖𝑣

2


82

Se tomaron 9 puntos distribuidos de la siguiente manera

3.2 Iluminación acceso a los comederos

Luminaria L-410, has medio 241 [𝑐𝑑

𝑘𝑙𝑚]

Lámpara

- P=250 [W]

- ∅𝑙=33200 [lm]

3.2.1 Aporte de luminaria 1

Puntos Distancia

𝛾𝑖

Ángulo 𝑐𝑜𝑠3𝛾𝑖 𝑐𝑜𝑠2𝛾𝑖 𝑠𝑒𝑛𝛾𝑖

𝐼𝐺𝑟á𝑓𝑖𝑐𝑜

[Cd/klm]

𝐼𝑅𝑒𝑎𝑙 [Cd]

E [lux]

Vertical

(h)[m]

Horizontal

[m]

Luminaria

- punto

Plano

horizontal

Plano

vertical

1 9 2,00 9,22 12,53 0,91 0,94 0,24 144,60 4800,72 51,57 12,86

2 9 10,19 13,60 48,55 0,24 0,38 0,79 185,57 6160,92 7,83 9,99

3 9 20,10 22,02 65,88 0,05 0,14 0,93 180,75 6000,90 0,62 1,57

4 9 2,00 9,22 12,53 0,91 0,94 0,24 144,60 4800,72 51,57 12,86

5 9 10,20 13,60 48,57 0,24 0,38 0,79 144,60 4800,72 6,10 7,76

6 9 20,10 22,02 65,88 0,05 0,14 0,93 180,75 6000,90 0,62 1,57

7 9 6,00 10,82 33,69 0,51 0,64 0,60 180,75 6000,90 26,26 19,69

8 9 11,66 14,73 52,34 0,18 0,32 0,82 241,00 8001,20 6,68 9,72

9 9 20,88 22,74 66,68 0,05 0,13 0,93 180,75 6000,90 0,53 1,39


83


Puntos Distancia

𝛾𝑖



[Cd/klm]


E[lux]

Vertical

(h)[m]

Horizontal

[m]

luminaria

-punto

Plano

horizontal

Plano

vertical

1 9 40,05 41,05 77,33 0,01 0,04 0,98 192,80 6400,96 0,03 0,14

2 9 30,07 31,38 73,34 0,02 0,07 0,97 180,75 6000,90 0,10 0,39

3 9 20,10 22,02 65,88 0,05 0,14 0,93 180,75 6000,90 0,62 1,57

4 9 40,05 41,05 77,33 0,01 0,04 0,98 192,80 6400,96 0,03 0,14

5 9 30,06 31,38 73,33 0,02 0,07 0,97 180,75 6000,90 0,10 0,39

6 9 20,10 22,02 65,88 0,05 0,14 0,93 180,75 6000,90 0,63 1,57

7 9 40,45 41,44 77,46 0,01 0,04 0,98 192,80 6400,96 0,03 0,14

8 9 30,59 31,89 73,61 0,02 0,07 0,97 180,75 6000,90 0,10 0,38

9 9 20,88 22,74 66,68 0,05 0,13 0,93 180,75 6000,90 0,53 1,39

Puntos Total plano horizontal

E[lux]

Total plano vertical

E[lux]

1 51,594 13,004

2 7,937 10,380

3 1,250 3,143

4 51,596 13,003

5 6,201 8,145

6 1,256 3,146

7 26,290 19,831

8 6,775 10,101

9 1,063 2,773

Puntos Módulo

E[lux]

1 53,21

2 13,06

3 3,38

4 53,21

5 10,23

6 3,38

7 32,93

8 12,16

9 2,97


84

3.3 Iluminación para entrada al establecimiento

Luminaria L-410, has medio 241 [𝑐𝑑

𝑘𝑙𝑚]

Lámpara

- P=150 [W]

- ∅𝑙=17500 [lm]



Puntos Distancia

Ángulo

𝛾𝑖 𝑐𝑜𝑠3𝛾𝑖 𝑐𝑜𝑠2𝛾𝑖 𝑠𝑒𝑛𝛾𝑖


[Cd/klm]


E[lux]

Vertical

(h)[m]

Horizontal

[m]

Luminaria

- punto

Plano

horizontal

Plano

vertical

1 9 20,10 22,02 65,87 0,05 0,13 0,92 168,7 2952,25 0,31 0,77

2 9 15,13 17,60 59,25 0,13 0,26 0,85 216,9 3795,75 1,63 2,74

3 9 10,19 13,60 48,57 0,28 0,43 0,74 183,16 3205,3 5,02 5,68

4 9 20,09 22,02 65,87 0,05 0,13 0,92 168,7 2952,25 0,31 0,77

5 9 15,13 17,60 59,25 0,13 0,26 0,85 216,9 3795,75 1,63 2,74

6 9 10,19 13,60 48,57 0,28 0,43 0,74 183,16 3205,3 5,02 5,68

7 9 20,88 22,73 66,68 0,06 0,15 0,91 168,7 2952,25 0,35 0,82

8 9 16,15 18,49 60,87 0,11 0,23 0,87 216,9 3795,75 1,29 2,29

9 9 11,66 14,73 52,34 0,22 0,37 0,79 192,8 3374 3,54 4,59

Puntos Distancia

𝛾𝑖



[Cd/klm]


E[lux]

Vertical

(h)[m]

Horizontal

[m]

Luminaria

- punto

Plano

horizontal

Plano

vertical

1 9 2,000 9,220 12,52 0,913 0,941 0,24 144,6 2530,5 27,18 6,77

2 9 5,385 10,488 30,89 0,631 0,73 0,51 168,7 2952,25 16,93 10,14

3 9 10,198 13,601 48,57 0,2897 0,43 0,74 183,16 3205,3 5,02 5,68

4 9 2,000 9,220 12,52 0,913 0,94 0,24 144,6 2530,5 27,18 6,77

5 9 5,385 10,488 30,89 0,631 0,73 0,51 173,52 3036,6 17,42 10,42

6 9 10,198 13,601 48,57 0,29 0,43 0,75 185,57 3247,47 5,09 5,76

7 9 6,000 10,817 33,69 0,51199 0,63 0,6 173,52 3036,6 13,28 9,96

8 9 7,810 11,916 40,95 0,431 0,57 0,65 173,52 3036,6 9,21 7,98

9 9 11,662 14,731 52,34 0,228 0,37 0,79 192,8 3374 3,54 4,59


85

Puntos Total plano horizontal E[lux]

Total plano vertical

E[lux]

1 27,488 7,552

2 18,570 12,894

3 10,039 11,374

4 27,491 7,554

5 19,054 13,172

6 10,110 11,454

7 13,642 10,786

8 10,496 10,285

9 7,090 9,184

3.4 Cálculo de iluminancia media (Emed) utilizando el método punto por

punto

Para el cálculo de Iluminancia media se tuvo en cuenta la siguiente fórmula:

𝐸𝑚𝑒𝑑 =0,25 ∙ ∑ 𝐸𝑒𝑠𝑞𝑢𝑖𝑛𝑒𝑟𝑜𝑠 + 0,5 ∙ ∑ 𝐸𝑏𝑜𝑟𝑑𝑒𝑠 + ∑ 𝐸𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑜𝑠

𝑁𝑢𝑚𝑒𝑟𝑜 𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 𝑑𝑒 𝑝𝑢𝑛𝑡𝑜𝑠

𝐸𝑚𝑒𝑑 =0,25 ∙ 92,44 + 0,5 ∙ 10,23 + 81,82

9= 12,22 [𝑙𝑢𝑥]

Puntos Modulo E[lux]

1 28,51

2 22,61

3 15,17

4 28,51

5 23,16

6 15,27

7 17,39

8 14,69

9 11,60


86

3.5 Cálculo de la potencia necesaria para alimentar el tablero seccional 2

3.5.1 Potencia requerida para la iluminación del corral

El alimentador A1 será un conductor tetrapolar que alimentará 11 luminarias de alumbrado

exterior con lámparas de 250 [W] cada una.

Potencia activa:

𝑃 = 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝐶𝑂𝑆(𝜑)

U= 220 [V]

𝐶𝑂𝑆(𝜑)= 0,8

𝐼𝑟 = 4,2 [𝐴]

𝐼𝑠 = 5,6 [𝐴]

𝐼𝑡 = 4,2 [𝐴]

𝑃𝑟 = 220 ∙ 4,2 ∙ 0,8 =739,2 [W]

𝑃𝑠 = 220 ∙ 5,6 ∙ 0,8 =985,6 [W]

𝑃𝑡 = 220 ∙ 4,2 ∙ 0,8 =739,2 [W]

Potencia reactiva:

𝑄 = 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝑆𝐸𝑁(𝜑)

U= 220 [V]

𝑆𝐸𝑁(𝜑)= 0,6

𝐼𝑟 = 4,2 [𝐴]

𝐼𝑠 = 5,6 [𝐴]

𝐼𝑡 = 4,2 [𝐴]


87

𝑄𝑟 = 220 ∙ 4,2 ∙ 0,6 =554,4 [W]

𝑄𝑠 = 220 ∙ 5,6 ∙ 0,6=739,2 [W]

𝑄𝑡 = 220 ∙ 4,2 ∙ 0,6 =554,4 [W]

Potencia Aparente total requerida

Potencias activas:

𝑃𝑡 = 𝑃1 + 𝑃2 + 𝑃3 𝑃𝑡 = 739,2 +985,6 +739,2 = 2464 [W]

Potencias reactivas:

𝑄𝑡 = 𝑄1 + 𝑄2 + 𝑄3 𝑄𝑡 = 554,4 +739,2 +554,4 = 1848 [Var]

Potencia Aparente:

𝑆 = √𝑃𝑡2 + 𝑄𝑡

2 S=√2464 2 + 18482 =3080 [VA]= 3,08 [kVA]

3.5.2 Potencia requerida para la iluminación de la entrada del

establecimiento

El alimentador A4 será un conductor tetrapolar que alimentara 13 estructuras de alumbrado

exterior con lámparas de 150 [W] cada una, se ira ingresando a cada columna con cada una

de las fases.

Potencia activa:

𝑃 = 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝐶𝑂𝑆(𝜑)

U= 220 [V]

𝐶𝑂𝑆(𝜑)= 0,8

𝐼𝑟 = 3,52 [𝐴]

𝐼𝑠 = 3,52 [𝐴]

𝐼𝑡 = 4,4 [𝐴]

𝑃𝑟 = 220 ∙ 3,52 ∙ 0,8 = 619, 52 [W]

𝑃𝑠 = 220 ∙ 3,52 ∙ 0,8 = 619, 52 [W]

𝑃𝑡 = 220 ∙ 4,4 ∙ 0,8 = 774, 4 [W]


88

Potencia reactiva:

𝑄 = 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝑆𝐸𝑁(𝜑)

U= 220[V]

𝑆𝐸𝑁(𝜑)=0,6

𝐼𝑟 = 3,52[𝐴]

𝐼𝑠 = 3,52 [𝐴]

𝐼𝑡 = 4,4 [𝐴]

𝑄𝑟 = 220 ∙ 3,52 ∙ 0,6 =464,64 [W]

𝑄𝑠 = 220 ∙ 3,52 ∙ 0,6=463,4 [W]

𝑄𝑡 = 220 ∙ 4,4 ∙ 0,6 =580,8 [W]

Potencia Aparente total requerida

Potencias activas:

𝑃𝑡 = 𝑃1 + 𝑃2 + 𝑃3 𝑃𝑡 = 619, 52 +619, 52 +774, 4 = 2013,44 [W]

Potencias reactivas:

𝑄𝑡 = 𝑄1 + 𝑄2 + 𝑄3 𝑄𝑡 = 464,64 +464,64 +580,8 = 1509,6 [Var]

Potencia Aparente:

𝑆 = √𝑃𝑡2 + 𝑄𝑡

2 S=√2013,4 2 + 1509,62 = 2516,48 [VA]= 2,516 [kVA]

Potencia Aparente total requerida en el Tablero Seccional 2

𝑃𝑡 = 𝑃1 + 𝑃2𝑃𝑡 = 2464+2013,44= 4477,44 [W]

𝑄𝑡 = 𝑄1 + 𝑄2𝑄𝑡=1848+1509,6=3357,6 [Var]

𝑆 = √𝑃𝑡2 + 𝑄𝑡

2 S=√4477,44 2 + 3357,62 = 5596,51 [VA]= 5,59 [kVA]


89

3.6 Cálculo de conductores

Para el cálculo de la red de alumbrado exterior se tomó un sistema desequilibrado, se

dispuso el método de caída de tensión por tramo donde para cada uno de ellos se calculó la

caída de tensión por cada fase. Al ser un sistema desequilibrado a las caídas de tensión de

cada fase se le sumo la caída de tensión en el neutro y de esta manera se verificó que la

caída de tensión en el punto más alejado de consumo fuera menor al 3% en servicio normal.

La ecuación utilizada para el cálculo de la caída de tensión es la siguiente:

∆𝑉 = 𝐼 ∙ 𝐿 ∙ 𝑍

Dónde:

∆𝑉 = Caída de Tensión en [V]

I = Corriente de proyecto en [A]

L = Longitud del tramo en [km]

Z = Impedancia del conductor en [Ω / km]

𝑍 = 𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑

Dónde:

R = Resistencia del conductor en [/km]

X = Reactancia del conductor en [/km]

Para el cálculo de la sección de los conductores se adoptaron corrientes admisibles mayores

a las corrientes de carga de los consumos.

Para los dispositivos de protección se tiene en cuenta

Ib In Ic

Dónde:

Ib= Corriente de proyecto [A].

In = Corriente nominal de la protección [A]. I

Ic = Corriente admisible de los conductores [A]


90

3.6.1 Iluminación acceso a los comederos


91


92

3.6.2 Iluminación de entrada al establecimiento


93

III.

Cálculo y diseño de líneas en baja

tensión


94


El siguiente proyecto consiste en el diseño y cálculo de una red de distribución secundaria

para abastecer un establecimiento rural ubicado en la localidad de Dorila, Provincia de La

Pampa.

El tendido de la línea de baja tensión será subterráneo y se realizará siguiendo una

distribución radial abierta; a su vez los consumos se distribuirán de manera que las cargas

en cada fase sean similares.

El establecimiento estará formado por 2 viviendas con una instalación monofásica cuyo

grado de electrificación es mínimo, por lo cual tendrán un consumo de 3,7 [kVA] cada una,

un galpón con una potencia trifásica fijada en 3,7 [kVA], una planta de silos que contendrá

7 motores trifásicos, un sistema de riego que estará formado por dos bombas centrífugas de

2 [hp] y una bomba sumergible con una potencia 2 [hp] para la extracción de agua. El

sistema está pensado para que solo funcionen a la vez los tres motores de carga de cereal a

los silos y las dos viviendas, por lo tanto el cálculo de conductores se hará en función de la

potencia que demande la utilización de ellos.

Para abastecer la red se contará con un transformador de distribución que se ubicará dentro

del establecimiento, donde también se encontrarán los tableros y las protecciones

correspondientes.

Desde el gabinete de medición se alimentará a un Tablero Principal ubicado en cercanías de

la planta de silos a 1,5 [𝑚] de altura con respecto al nivel del suelo, desde el cual se

repartirán los circuitos hacia los Tableros Seccional N°1 (TS1) y Tablero Seccional Nº2

(TS2) ubicados a 2 [𝑚] del mismo, mediante dos alimentadores (CS2) y (CS3).

El TS1 contendrá las derivaciones, protecciones y los circuitos de comando para los

motores de la planta de silos y las bombas, mientras que el TS2 contendrá las protecciones

y las derivaciones para un sistema de iluminación exterior.

Desde el TP también partirán tres conductores subterráneos directamente enterrados (CS4,

CS5 y CS6) que alimentarán a los tableros seccionales N°3, N°4 y N°5 (TS3, TS4 y TS5)

que estarán ubicados en las viviendas y en el galpón respectivamente [ver Anexo Plano

N°8].


95

En el Anexo Plano N°1 se observa el esquema unifilar del TP donde se detallan cada una

de las derivaciones de los circuitos existentes.

Desde el TS1 partirán los circuitos de alimentación trifásica de carga única (ACU1, ACU2,

ACU3, ACU4, ACU5, ACU6, ACU7, ACU8, ACU9, ACU10) que proveerán de energía

eléctrica a los motores de la planta de silos y a las bombas para riego y extracción de agua.

En los circuitos que alimentarán los motores se utilizará cable tripolar subterráneo de

potencia, con aislación y vaina de PVC para tensiones de servicio de 1,1 [kV]. El mismo

irá directamente enterrado hasta las estructuras de sostén de los sinfines de distribución de

cereal en los silos, a una profundidad de 70 [cm], luego irá canalizado en tubos de acero

galvanizado que irán sujetos mediante grampas a dichas estructuras hasta los puntos de

consumo.

En los circuitos que alimentarán las bombas se utilizará el mismo conductor que en los

motores e irá directamente enterrado a una profundidad de 70 [cm] hasta los puntos de

consumo.

En el Tablero Seccional N°1 también se encontrarán las protecciones y los circuitos de

comando para el arranque a tensión reducida de los motores de 10 y 5,5 [ℎ𝑝] (arranque

estrella-triángulo), así como también los pulsadores de arranque-parada y las

señalizaciones correspondientes para todos los alimentadores [ver Anexo Plano N°5]. En el

Anexo Plano N°3 se observa el esquema unifilar del mismo.

Desde el Tablero Seccional N°2 partirán los circuitos de iluminación trifásica específica

(ITE1 e ITE2) que alimentarán la red de iluminación exterior; dicha red se llevará a cabo

utilizando cable tetrapolar subterráneo de potencia, con aislación y vaina de PVC para

tensiones de servicio de 1,1 [kV], el mismo irá directamente enterrado a una profundidad

de 70 [cm]. En el Anexo Plano N°6 se observa el esquema unifilar del mismo.

Los Tableros Seccional N°3 y N°4 (TS3 y TS4), estarán ubicados en las viviendas y serán

alimentados por cable bipolar subterráneo de potencia (CS4 y CS5), con aislación y vaina

de PVC para tensiones de servicio de 1,1 [kV], los mismos irán directamente enterrados a

una profundidad de 70 [cm]. De dichos tableros partirán los circuitos de iluminación

general (IUG) y de tomacorrientes para uso general (TUG).


96

El Tablero Seccional N°5 (TS5), estará ubicado dentro del galpón y será alimentado por un

conductor tetrapolar subterráneo de potencia (CS6), con aislación y vaina de PVC para

tensiones de servicio de 1,1 [kV], el mismo irá directamente enterrado a una profundidad

de 70 [cm].

El proyecto se desarrolló, según la Reglamentación para la Ejecución de Instalaciones

Eléctricas en Inmuebles de la Asociación Eléctrica Argentina (edición 2006) y las Normas

IRAM e IEC correspondientes, de tal forma que queden garantizados la seguridad de las

personas y el funcionamiento óptimo del sistema.

2. MEMORIA TÉCNICA

2.1 Sistema de puesta a tierra

El esquema de conexión de tierra adoptado será TT (neutro de alimentación a tierra - masas

de la instalación de utilización a una tierra independiente) en el cual, el conductor neutro irá

conectado directamente a una toma de tierra (tierra de servicio) y las masas eléctricas de la

instalación consumidora conectadas a través de un conductor de protección llamado PE a

otra tierra eléctricamente independiente de la toma de tierra de servicio (tierra de

protección), la cual deberá presentar una resistencia de puesta a tierra menor o igual a

40[Ω].

Para conformar el esquema TT, se utilizarán jabalinas cilíndricas según IRAM 2309 y 2310

y para cumplir con la característica de “tierra lejana”, la toma de tierra de la instalación

deberá separarse de la toma de tierra de servicio una distancia (medida en cualquier

dirección) mayor a 10 veces el radio de la jabalina de mayor longitud.

La toma de tierra local se realizará con jabalina cilíndrica según IRAM 2309 y 2310 de

longitud mínima 1,5 [m], y para cumplir con la característica de “tierra lejana”, se la

ubicará en cercanías del tablero principal.

2.2 Transformador

Para el cálculo de la potencia total a proveer por el transformador, se consideró el caso más

desfavorable, en el cual funcionaran simultáneamente los motores de carga de cereal a los


97

silos y las dos viviendas pertenecientes al establecimiento rural, con lo cual se seleccionó

un trasformador del catálogo de la empresa Tadeo Czerweny S.A, de potencia 31,5 [kVA].

2.3 Conductores y protecciones

La protección contra los contactos directos e indirectos se hará por medio de la aislación de

las partes activas y con dispositivos diferenciales.

Las partes activas estarán completamente recubiertas de una aislación que no pueda ser

removidas por otro medio que no sea su destrucción, dicha aislación deberá ser durable,

soportar las influencias eléctricas, mecánicas y térmicas.

En el Tablero Principal se utilizará un interruptor diferencial superinmunizado y selectivo

en el tiempo de 𝐼∆𝑛 = 300[𝑚𝐴] y 63 [A], mientras que en tablero seccional 1 y 2 se

utilizarán disyuntores diferenciales superinmunizado de 𝐼∆𝑛 = 300 [𝑚𝐴] 40 [A], a la vez

se deberá garantizar que el valor máximo de la resistencia de la puesta a tierra de

protección no sea mayor a 40 [ohm].

Los conductores subterráneos de potencia con aislación y vaina de PVC para los diferentes

circuitos se seleccionaron del catálogo de IMSA. Las protecciones para todos los circuitos

se seleccionaron del catálogo Schneider Electric.

2.3.1 Alimentador principal

Circuito Principal

Circuito


Potencia

[VA]

Corriente

de

proyecto

𝐼𝑏[𝐴]

Sección

[𝑚𝑚2]

Corriente

admisible

𝐼𝑛[𝐴]

Largo

[m]

Fusible

Tamaño 𝐼𝑛[𝐴] Modelo

Capacidad

de

interrupción

[kA]

CS1 28860 49,6 25 132 50 NH-00 63 NACO-63 120


98

2.3.2 Tablero Principal

Tablero Principal

Circuito


Potencia

[VA]

Corriente

de

proyecto

𝐼𝑏[𝐴]

Sección [𝑚𝑚2]

Corriente

admisible

𝐼𝑛[𝐴]

Largo

[m]

Interruptor

termomagnético

Disyuntor

diferencial

(*)

Interruptor

Termomagnético

(**)

Curva 𝐼𝑛[𝐴] Poder de

corte 𝐼𝑛[𝐴]

𝐼∆𝑛

[mA]

Curva

C

Clase 3

63 [A]

Poder de corte

4500[A]

CS2 21623,3 32,8 6 48 2 C--clase 3 40 4500

63 300

CS3 5596,51 9,12 2,5 27 2 C--clase 3 16 4500

CS4 3700 16,81 25 132 70 C--clase 3 20 4500

CS5 3700 16,81 25 132 90 C--clase 3 20 4500

CS6 3700 5,62 2,5 38 40 C--clase 3 10 4500

(*) Disyuntor diferencial superinmunizado y selectivo.

(**) Interruptor termomagnético para seccionamiento.

2.3.3 Tablero Seccional N°1

Tablero seccional N° 1

Circuito


Potencia

[VA]

Corriente

de

proyecto

𝐼𝑏[𝐴]

Sección

[mm2] Corriente

admisible

𝐼𝑛[𝐴]

largo

[m]

Interruptor

termo magnético

Disyuntor

diferencial

(*)

Curva 𝐼𝑛[𝐴]

Poder

de

corte

𝐼𝑛[𝐴] 𝐼∆𝑛

[mA]

ACU1 10267,6 15,6 2,5 27 25 C--clase 3 20 4500

40 300

ACU2 5792 8,8 2,5 27 25 C--clase 3 16 4500

ACU3 5792 8,8 2,5 27 25 C--clase 3 16 4500

ACU4 4462,4 6,78 2,5 27 25 C--clase 3 16 4500

ACU5 4462,4 6,78 2,5 27 25 C--clase 3 10 4500

ACU6 4462,4 6,78 2,5 27 25 C--clase 3 10 4500

ACU7 4462,4 6,78 2,5 27 25 C--clase 3 10 4500

ACU8 2435,3 3,7 2,5 38 30 C--clase 3 6 4500

ACU9 2435,3 3,7 2,5 38 30 C--clase 3 6 4500

ACU10 2435,3 3,7 2,5 38 30 C--clase 3 6 4500

(*) Disyuntor diferencial superinmunizado.


99

2.3.3.1 Comando de motores

Todos los motores al estar alimentados por corriente alterna, tendrán como mínimo un

dispositivo de maniobra que permita el arranque y detención del motor mediante el cierre o

apertura de todas las fases en forma simultánea.

En la protección de ellos se utilizará una combinación adecuada de elementos, que

asegurará la maniobra y la protección contra sobrecargas, cortocircuitos, fugas a tierra y

faltas de fase.

El arranque de los motores de 5,5 y 10 [hp] se realizará a tención reducida (arranque

estrella-triángulo) y el sistema estará protegido mediante un interruptor termomagnético y

relevo térmico, mientras que el circuito de comando se protegerá mediante fusibles.

Los motores de 3 [hp] y 2 [hp] contarán con los circuitos y el comando para efectuar el

arranque y parada de los mismos y el sistema estará protegido mediante un interruptor

termomagnético y relevo térmico, mientras que el sistema de comando se protegerá

mediante fusibles.

Los equipos de protección y maniobra fueron seleccionados de los catálogos de la empresa

Montero S.A y Semikron.

Equipo Motor de 10 [hp] Motor de 5,5 [hp] Motor de 3 [hp] Motor de 2 [hp]

Contactor

Modelo Modelo Modelo Modelo

MC1-12 MC1-09

MC1-09 MC1-09 MC1-09 MC1-09

MC1-12 MC1-09

Relevo

Térmico TR1-T1 TR1-T1

TR1-T1 TR1-T1

Temporizador 31AT1P 240 31AT1P 240 - -

Fusible T-00 T-00 T-00 T-00

Luces de señalización para el arranque estrella-triángulo:

Se seleccionaron cuatro indicadores luminosos:

o Indicador Verde: listo para funcionamiento (MP1 LED ILV H5)

o Indicador Azul: conexión estrella (MP1 LED ILAZ H5)

o Indicador Amarillo: conexión triangulo (MP1 LED ILZA H5)


100

o Indicador Rojo: parado por falla (MP1 LED ILR H5)

Pulsadores para arranque directo y para arranque a tensión reducida:

Se seleccionaron los siguientes pulsadores:

o Pulsador verde: arranque (MP1 FV B)

o Pulsador rojo: parada (MP1 FR B)

Luces de señalización para el arranque directo:

Se seleccionaron cuatro indicadores luminosos:

o Indicador Verde: marcha normal(MP1 LED ILV H5)

o Indicador Rojo: motor parado (MP1 LED ILR H5)

2.3.3.2 Indicadores

2.3.3.3 Pulsadores


101

2.3.4 Tablero Seccional N°2

Los elementos de protección y maniobra del Tablero Seccional N°2 se detallan en las

memorias de la red de iluminación exterior.

2.4 Disposición de conductores canalizados y directamente enterrados

En toda la instalación que se realice con cables directamente enterrados, y en forma previa

al tendido de los mismos, deberá verificarse que el fondo de la zanja se encuentre firme,

nivelado, libre de agua y de materiales con puntas, cantos o bordes que puedan dañar la

cubierta exterior de los cables. Los conductores se dispondrán, respetando los radios de

curvatura mínimos correspondientes, a una profundidad mínima de 0,7 [m] respecto de la

superficie del terreno. Sobre el fondo se colocará una capa compacta de arena fina o tierra

cañida libre de piedras, de espesor no inferior a 0,10 [m], que actuará como asiento para

los cables. Por encima de los cables irá otra capa del material ya indicado con un espesor

mínimo de 0,10 [m] o hasta la protección mecánica (ladrillos enteros dispuestos en forma

transversal a la traza), según corresponda. Por último se colocará por encima de la

protección mecánica una advertencia constituida por una cinta indicadora de color roja o

roja y blanca con el texto “PELIGRO ELÉCTRICO” y el símbolo de la norma IRAM

10005-1, de marcación indeleble y material resistente a la agresividad del terreno a 0,20

[m] de la superficie y en todo el desarrollo longitudinal de la zanja.

La alimentación para los motores de 5,5 y 10 [hp] de la planta de silos, se hará con

conductores directamente enterrados hasta las estructuras de sostén de los sinfines, luego


102

accederán a una cámara de inspección ubicada 50 [cm] por encima del nivel del suelo, para

luego ser canalizados en tubos galvanizados sujetos a dichas estructuras.

Los conductores al ser colocados en cañerías verticales estarán soportados mediante

dispositivos ubicados en las caja registro, que tendrán una forma e instalación de tal manera

que no dañe la aislación de los conductores.

Durante el montaje de los conductores se verificará que no se ejerza una fuerza sobre ellos

superior a los 50 [N/mm2] de la sección nominal del conductor.

Para los motores con arranque a tensión reducida, la canalización llevará dos conductores

para realizar las conexiones correspondientes al arranque a tensión reducida.

La alimentación para los motores de 3 [hp] de la planta de silos se hará con conductores

directamente enterrados hasta las estructuras de sostén de los silos, luego accederán a una

cámara de inspección ubicada 50 [cm] por encima del nivel del suelo, para luego ser

canalizados en tubos galvanizados. En las cajas registro convergerán los circuitos para

alimentación a los motores y para iluminación exterior, para evitar equivocaciones ambos

conductores estarán debidamente identificados.

Al utilizarse circuitos de carga única (ACU) los conductores se canalizarán en conductos

independientes.

2.5 Selección del Tablero principal

El tablero al encontrarse a la intemperie deberá poseer un grado de protección como

mínimo IP54.

Teniendo en cuenta lo dicho anteriormente y las dimensiones de las protecciones ubicadas

dentro de él, se seleccionó un tablero 700x500x200 [mm] metálico estanco, con un grado

de protección IP 66 del catálogo de la empresa Schneider Electric.


103

La ubicación del tablero se encuentra en el Anexo Plano N°8 y el esquema general del

tablero en el Anexo Plano N°2. El mismo deberá poseer en su puerta el símbolo de “Riesgo

Eléctrico” (Norma IRAM 10005-1), y por debajo de éste se fijará una leyenda indicativa en

función del tablero (“Tablero Principal”). Este contará con un contrafrente, en el cual se

identificará a que circuito pertenece cada dispositivo de maniobra y protección. La

envolvente y la puerta contaran con conexión a tierra.



contacto.

2.6 Selección del Tablero Seccional N°1


mínimo IP54.


104

Teniendo en cuenta lo dicho anteriormente y las dimensiones de las protecciones y los

aparatos para el comando de los motores ubicados dentro del gabinete, se seleccionó un

tablero 1200x800x300 [mm] metálico estanco, con un grado de protección IP 66 del

catálogo de la empresa Schneider Electric.


tablero en Anexo Plano N°4. El mismo deberá poseer en su puerta el símbolo de “Riesgo


función del tablero (“Tablero Seccional N°1”). Este contará con un contra frente, en el cual

se identificará a que circuito pertenece cada dispositivo de maniobra y protección. La




contacto.


105

2.7 Selección del Tablero Seccional N° 2


mínimo IP54.

Teniendo en cuenta lo dicho anteriormente y las dimensiones de las protecciones ubicadas

dentro de él, se seleccionó un tablero 400x300x200 [mm] metálico estanco, con un grado

de protección IP 66 del catálogo de la empresa Schneider Electric.


tablero en Anexo Plano N°7. El mismo deberá poseer en su puerta el símbolo de “Riesgo


función del tablero (“Tablero Seccional N°2”). Este contará con un contrafrente, en el cual

se identificará a que circuito pertenece cada dispositivo de maniobra y protección. La




contacto.


106

2.8 Barra de distribución Tablero Principal

Del catálogo de la empresa NOLLPAD, Se seleccionó una barra de Cobre de 12x4 [𝑚𝑚2]

de sección y 450 [mm] de largo, que soporta una corriente de 125 [A].

2.9 Barra de distribución Tablero Seccional N° 1

Del catálogo de la empresa NOLLPAD, Se seleccionó una barra de Cobre de 12x4 [𝑚𝑚2]

de sección y 750 [mm] de largo, que soporta una corriente de 125 [A].

2.10 Cajas de registro

Las cajas de registro al encontrase en la intemperie serán de material sintético resistente a

la corrosión y deberán presentar un grado de protección como mínimo IP55.

La instalación de dichas cajas estará fijada a la estructura del silo en por lo menos dos

puntos y separada una distancia mínima de 0,01 [m].

Los accesorios para las vinculaciones entre las cañerías y cajas responderán a las normas

IRAM 2224/73 y las uniones serán fijadas mediante tornillos de rosca métrica y punta

cónica (tipo prisionero).

El alimentador directamente enterrado accederá a las cajas mediante prensacables de

material aislante.

Teniendo en cuenta lo dicho anteriormente se seleccionaron 7 cajas registro del catálogo de

la empresa Sistema Ayar S.R.L.


107

2.11 Canalización exterior

Las canalizaciones exteriores se harán con caños metálicos de acero de acuerdo con la

norma IEC 61084.

Los conductos deberán presentar resistencia mecánica media, protección media contra el

ataque de sustancias corrosivas, no ser propagantes de la llama y deberán poseer un grado

de protección como mínimo IP54.

La instalación de las cañerías metálicas deberán ser fijada a la estructura en tres puntos por

cada tramo de 3 [m], mediante las sujeciones adecuadas, ya que dichas canalizaciones

poseen un largo superior a 2 [m].

Todas las cañerías al estar vinculadas a cajas registro deberán tener un punto de fijación a

la estructura a no más de 0,5 [m] de la caja, además estarán separadas como mínimo 1 [cm]

de la estructura.

Para la selección del diámetro interno de las cañerías metálicas se tuvo en cuenta la

cantidad, sección y diámetro (incluida la aislación) de los conductores. Por lo que se

seleccionaron dos secciones diferentes de caños, uno para el arranque directo y el otro para

el arranque estrella-triángulo de los motores.


108

Teniendo en cuenta lo dicho anteriormente se seleccionaron tubos de acero galvanizado que

cumplen con la sección circular mínima (150 [𝑚𝑚2]) prevista por la norma para conductos

que alojan circuitos terminales, del catálogo de la empresa Sistema Ayar S.R.L.


109


3.1 Cálculo de la potencia necesaria para selección del transformador

Para el cálculo de la potencia total a proveer por el transformador, se consideró el caso más

desfavorable, en el cual funcionarán simultáneamente los motores de carga de cereal a los

silos y las dos viviendas pertenecientes al establecimiento rural.

Potencia requerida para los motores:

En la carga de cereal a los silos estarán en funcionamiento simultáneo un motor de

10 [hp] y otros dos de 5,5 [hp].

Al ser una carga trifásica y equilibrada nos queda:

o Motor 10 [hp]

Potencia activa:

𝑃 = √3 ∙ 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝐶𝑂𝑆(𝜑)

𝐼𝑛 = 15,6 [𝐴]

U= 380 [V]

𝐶𝑂𝑆(𝜑)= 0,8

𝑃 = √3 ∙ 380 ∙ 15,6 ∙ 0,8 = 8214,07 [W]

Potencia reactiva:

𝑄 = √3 ∙ 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝑆𝐸𝑁(𝜑)

𝐼𝑛 = 15,6 [𝐴]

U= 380 [V]


𝑄 = √3 ∙ 380 ∙ 15,6 ∙ 0,6=6160,56 [var]

o Motores de 5,5 [hp]

Potencia activa:

𝑃 = √3 ∙ 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝐶𝑂𝑆(𝜑)

𝐼𝑛 = 8,8 [𝐴]


110

U= 380 [V]

𝐶𝑂𝑆(𝜑)= 0,8

𝑃 = √3 ∙ 380 ∙ 8,8 ∙ 0,8 =4633,58 [W]

Potencia reactiva:

𝑄 = √3 ∙ 𝑈 ∙ 𝐼 ∙ 𝑆𝐸𝑁(𝜑)

𝐼𝑛 = 8,8 [𝐴]

U= 380 [V]


𝑄 = √3 ∙ 380 ∙ 8,8 ∙ 0,6=3475,18 [var]

𝑃𝑡5,5[ℎ𝑝] =2 ∙ 4633,58 𝑃𝑡5,5[ℎ𝑝] =9257,18 [W]

𝑄𝑡5,5[ℎ𝑝] =2 ∙ 4633,58 𝑄𝑡5,5[ℎ𝑝]= 6950,36 [var]

Potencia requerida para las viviendas:

Para las dos viviendas se consideró un grado de electrificación mínimo y una

potencia de 3,7 [kVA].

Al ser una carga monofásica nos queda:

Potencia activa:

𝑃 = 𝑆 ∙ 𝐶𝑂𝑆(𝜑)

S= 3700 [VA]

𝐶𝑂𝑆(𝜑)= 0,8

𝑃 = 3700 ∙ 0,8 = 2960 [W]

Potencia reactiva:

𝑄 = 𝑆 ∙ 𝑆𝐸𝑁(𝜑)


𝑄 = 3700 ∙ 0,6 = 2220 [var]

𝑃𝑡.𝑣 =2 ∙ 2960 𝑃𝑡.𝑣 = 5920 [W]

𝑄𝑡.𝑣 =2 ∙ 2220 𝑄𝑡.𝑣=4440 [var]


111

Potencia Aparente total requerida en el transformador:

o Potencias activas:

𝑃𝑡 = 𝑃1 + 𝑃2 + 𝑃3 𝑃𝑡 =8214,07 + 9257,18 + 5920= 23391,25 [W]

o Potencias reactivas:

𝑄𝑡 = 𝑄1 + 𝑄2 + 𝑄3 𝑄𝑡 =6160,56 + 6950,36 + 4440 = 17550,92 [var]

o Potencia Aparente:

𝑆 = √𝑃𝑡2 + 𝑄𝑡

2

S=√23391,25 2 + 17550,922 = 29243,55 [VA] = 29,24 [kVA]

3.2 Cálculo de la máxima corriente presunta de cortocircuito en bornes

del transformador de distribución.

Se calculará la máxima corriente presunta de cortocircuito en bornes de un transformador

de distribución con los siguientes datos:

Transformador tipo: Rural

Tensión de línea asignada lado AT 𝑈𝑛𝑄: 13,2 [kV]

Tensión de línea asignada lado BT 𝑈𝑛𝑇: 0,4 [kV]

Potencia asignada 𝑆𝑟𝑇: 31,5 [kV]

Tensión de cortocircuito asignada 𝑈𝑟𝑇: 4,5 %

Relación de transformación asignada 𝑡𝑟: 13,2 [kV] / 0,4 [kV]

Potencia de pérdidas 𝑃𝑘𝑟: 170 [W]

La expresión de cálculo se indica a continuación:

𝐼𝑘′′ =

𝑐 ∙ 𝑈𝑛

√3 ∙ 𝑍𝑘

=𝑐 ∙ 𝑈𝑛

√3 ∙ √𝑅𝑘2 + 𝑋𝑘

2

Dónde:


112

c: Factor de tensión (igual a 1,05 en el punto de falla);

𝑈𝑛: Tensión nominal del sistema en el punto de defecto;

𝑍𝑘: Impedancia de cortocircuito dada por:

𝑍𝑘 = |𝑍𝑘| = |𝑍𝑄𝑡 + 𝑍𝑇| = √𝑅𝑘2 + 𝑋𝑘

2 = √(𝑅𝑄𝑡 + 𝑅𝑇)2

+ (𝑋𝑄𝑡 + 𝑋𝑇)2

𝑍𝑄𝑡: Impedancia equivalente de la red de alimentación, compuesta por 𝑅𝑄𝑡 y 𝑋𝑄𝑡

𝑍𝑇: Impedancia de secuencia directa del transformador, compuesta por 𝑅𝑇 y 𝑋𝑇

1- Impedancia de la red de alimentación:

Se consideró a la impedancia de la red de alimentación infinita.

2- Impedancia del transformador:

𝑍𝑇 = 𝑢𝑟𝑇

100%∙

𝑈𝑟𝑇2

𝑆𝑟𝑇

= 4,5%

100%∙

(400 [𝑉])2

31,5 [𝑘𝑉𝐴]= 0,2285 [Ω]

𝑅𝑇 = 𝑃𝑘𝑟 ∙ 𝑈𝑟𝑇

2

𝑆𝑟𝑇2 =

0,17[𝑘𝑊] ∙ 400[𝑉]2

31,5[𝑘𝑉𝐴]= 0,027[Ω]

𝑋𝑇 = √𝑍𝑇2 − 𝑅𝑇

2 == √0,22852 − 0,0272 = 0,2268 [Ω]

𝑍𝑇 = 0,027 + 𝑗 0,2268 [Ω]

3-Determinación de la máxima corriente presunta de cortocircuito 𝐼𝑘′′:

𝐼𝑘′′ =

𝑐 ∙ 𝑈𝑛

√3 ∙ 𝑍𝑘

=1,05 ∙ 380[𝑉]

√3 ∙ 0,2285 [Ω]= 1008 [𝐴]

Desde el medidor de energía ubicado en la subestación transformadora partirá el Circuito

Secciona N°1 (CS1) que alimentará al Tablero Principal (TP) ubicado a 50 [m] del mismo.

Desde el Tablero Principal (TP) partirán los siguientes circuitos: Circuito Seccional N°2

(CS2) que alimentará al Tablero Seccional N°1 (TS1) destinado a comandar los distintos

motores ubicados en la planta de silos, bombas de riego y una bomba sumergible, Circuito


113

Seccional N°3 (CS3) que alimentará al Tablero Secciona N°2 (TS2) destinado a

iluminación exterior, Circuitos Seccionales N°4 y N°5 (CS4 y CS5) que alimentarán a dos

viviendas y Circuito Seccional N°6 (CS6) que abastecerá de energía a un galpón [ver

Anexo Plano N°8].

3.3 Circuitos de alimentación trifásica de carga única

En la siguiente tabla se muestran los circuitos de alimentación trifásica de carga única que

partirán del Tablero Seccional N°1.

Circuitos de cargas especificas

Circuito

Potencia

[VA]

Corriente de proyecto IB

[A]

Corriente de línea [A]

L1 L2 L3

ACU1 10267,6 15,6 15,6 15,6 15,6

ACU2 5792 8,8 8,8 8,8 8,8

ACU3 5792 8,8 8,8 8,8 8,8

ACU4 4462,4 6,78 6,78 6,78 6,78

ACU5 4462,4 6,78 6,78 6,78 6,78

ACU6 4462,4 6,78 6,78 6,78 6,78

ACU7 4462,4 6,78 6,78 6,78 6,78

ACU8 2435,3 3,7 3,7 3,7 3,7

ACU9 2435,3 3,7 3,7 3,7 3,7

ACU10 2435,3 3,7 3,7 3,7 3,7

Total [A] 71,42 71,42 71,42

3.4 Circuitos de alimentación trifásica y monofásica

En la siguiente tabla se muestran los circuitos de alimentación trifásica y monofásica que

alimentarán al galpón y a las dos viviendas.

Circuitos Seccionales para viviendas y galpón

Circuito

Potencia

[VA]

Corriente de proyecto IB

[A]

Corriente de línea [A]

L1 L2 L3

CS4 3700 16,8

16,8

SC5 3700 16,8

16,8

SC6 3700 5,62 5,62 5,62 5,62

Total [A] 5,62 22,42 22,42


114

3.5 Cálculo de conductores

La determinación de secciones de conductores se hizo en base a la Reglamentación para la

Ejecución de Instalaciones Eléctricas en Inmuebles de la A.E.A. y se tuvieron en cuenta los

siguientes factores:

1. Determinación de la corriente de proyecto (IB)

2. Elección del conductor a partir de su corriente máxima admisible (IZ)

3. Elección de la corriente asignada del dispositivo de protección (In)

4. Verificación de la actuación de la protección por sobrecarga

5. Determinación de la corriente de cortocircuito máxima (I’’k)

6. Verificación de máxima exigencia térmica

7. Verificación de la actuación de la protección por corriente mínima de

cortocircuito (Ikmín)

8. Verificación de la caída de tensión en el extremo del circuito

3.5.1 Circuito Seccional N°1 (CS1)

1-Determinación de la corriente de proyecto.

Se calcula la corriente de proyecto (IB) a partir de la demanda de potencia máxima

simultánea de los circuitos del Tablero Principal (TP). Para su determinación se suman las

potencias de los circuitos destinados a cargas específicas, multiplicados por los coeficientes

de simultaneidad que corresponden en función de las características de las cargas y de las

probabilidades de funcionamiento simultáneo. Sabemos que nunca estarán más de tres

motores funcionando al mismo tiempo, por lo que la carga total se la afectará por un

coeficiente de simultaneidad de 0,46. A su vez, se considerará que las dos viviendas

ubicadas en el establecimiento siempre estarán abastecidas, por lo que la corriente de

proyecto (IB) resulta:

La potencia total en el tablero seccional uno (TS1) resulta:

𝑆𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 47007,1 [𝑉𝐴]


115

𝑆 = 𝑆𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 ∙ 0,46

𝑆 = 21623,5 [𝑉𝐴]

𝐼1 =21623,5 [𝑉𝐴]

√3∙380= 32,9 [𝐴] (Motores)

𝐼2 = 16,8 [𝐴] (Viviendas)

𝐼𝐵 = 𝐼1 + 𝐼2 ≅ 50 [𝐴]

2- Elección del conductor a partir de su corriente máxima admisible (IZ).

El conductor que será usado es un IRAM 2178, aislamiento de PVC directamente

enterrado. Se consideró la temperatura del suelo de 30 ºC, por lo cual, de la Tabla

771.16.VII a) Pág. 108 de la reglamentación se obtuvo el factor de corrección por

temperatura del suelo fT = 0.94. Por otro lado, el tipo de terreno que se considero fue tierra

normal seca, por lo tanto, de Tabla 771.16.VII b) Pág. 108 de la reglamentación se obtuvo

el factor de corrección por resistividad térmica del terreno fA = 1.

𝐼𝑧 =𝐼𝐵

𝑓𝑇 ∙ 𝑓𝐴=

50 [𝐴]

0,94 ∙ 1= 53,19 [𝐴]

De la siguiente tabla se seleccionó un conductor de cobre de 25 [mm2] que posee una

corriente admisible de 132 [A], teniendo en cuenta previamente la caída de tensión en el

extremo del circuito, el cual verifica la sección mínima de los conductores para circuitos

seccionales que es de 2,5 [mm2] como mínimo.

Por lo tanto la corriente máxima admisible será de:


116

𝐼𝑧 = 132 ∙ 0,94 ∙ 1 = 124,08 [𝐴]

3- Elección de la corriente asignada del dispositivo de protección (In).

Corroborando que se cumple la relación:

𝐼𝐵 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 𝐼𝑍

50 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 124,8

Entonces, del catálogo Cavana se seleccionaron fusibles de las siguientes características:

Tamaño: NH-00

Modelo: NAC0-63

Amperaje: 63 [A]

Capacidad de interrupción: 120 [kA]

4- Determinación de la corriente de cortocircuito máxima 𝐼𝑘𝑇𝑃′′

En bornes del transformador tenemos una corriente de cortocircuito de 𝐼𝑘′′ = 1008 [𝐴]

Y una impedancia de:

𝑍𝑇 = 0,027 + 𝑗 0,2268 [Ω]

La línea seccional es un conductor IRAM 2178, aislación de PVC de 25 [mm2] de sección

de cobre:

𝑅25−70°𝐶 = 0,902 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋25 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

Se debe calcular el conductor a 70 [°C] por lo que se utilizó la siguiente fórmula:

𝑅25−70°𝐶 = 𝑅80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅25−70°𝐶 = 0,902 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅25−70°𝐶 = 0,866 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


117

Considerando que desde el transformador hasta el tablero principal existe una distancia de

0,05 [km] se obtiene:

𝑅2 = 0,866 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,05[𝑘𝑚] = 0,043 [Ω]

𝑋2 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,05[𝑘𝑚] = 0,00415 [Ω]

Con lo cual:

𝑍𝑇𝑃 = √(0,027 + 0,043)2 + (0,2268 + 0,00415)2 = 0,241 [Ω]

Entonces:

𝐼𝑘𝑇𝑃′′ =

380[𝑉]

√3 ∙ 0,241 [Ω]= 910,3 [A]

5- Verificación de la caída de tensión en el extremo del circuito

Por tratarse de un circuito seccional se permite una caída de tensión 1% 3,8VU , la

expresión con que se realizó el cálculo es:

∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)

Durante el funcionamiento en régimen: 𝑐𝑜𝑠𝜑 = 0,8 𝑦 𝑠𝑒𝑛𝜑 = 0,6

Conductor de Circuito Seccional N°1 (CS1) de 25 [mm2] de sección de cobre:

𝑅2 = 0,866 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

Por lo tanto, el valor porcentual de la caída de tensión será de:

∆𝑈 = √3 ∙ 50 [𝐴] ∙ 0,05 ∙ (0,866 [Ω] ∙ 0,8 + 0,083 [Ω] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 3,22 [𝑉] ≤ 3,8 [𝑉] VERIFICA


118


1- Determinación de la corriente de proyecto.

Se calcula la corriente de proyecto (IB) a partir de la demanda de potencia máxima

simultánea de los circuitos del Tablero Seccional N°1 (TS1).

𝑆𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 = 47007,1 [𝑉𝐴]

𝑆 = 𝑆𝑇𝑜𝑡𝑎𝑙 ∙ 0,46

𝑆 = 21623,3 [𝑉𝐴]

𝐼𝐵 =21623,3 [𝑉𝐴]

√3 ∙ 380= 32,8 [𝐴]


El conductor que será usado es un IRAM 2178, aislamiento de PVC. Se consideró la

temperatura ambiente de 45 [ºC], por lo cual, de la tabla 771.16.II a) Pág. 95 de la

reglamentación se obtuvo el factor de corrección por temperatura del suelo fT = 0,91. Por

otro lado, de la tabla 771.16.II b) Pág. 95 de la reglamentación se obtuvo el factor de

corrección por agrupamiento de circuitos en un mismo caño: fA = 1.

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


32,8 [𝐴]

0,91 ∙ 1= 36 [𝐴]

De la siguiente tabla se seleccionó un conductor de cobre de 6 [mm2] que posee una

corriente admisible de 48 [A], el cual verifica la sección mínima de los conductores para

circuitos seccionales que es de 2,5 [mm2] como mínimo.


119


𝐼𝑧 = 48 ∙ 0,91 ∙ 1 = 43,68 [𝐴]




32,8[𝐴] ≤ 𝐼𝑛 ≤ 43,68 [𝐴]

Entonces, del catálogo Schneider Electric se seleccionó un interruptor termo magnético de

las siguientes características:

P60N

Calibre In= 40 [A]

Tetrapolar (4x6)

Curva C, Clase 3

IEC 60898

Capacidad de ruptura IC= 4500 [A]

4- Verificación de la actuación de la protección por sobrecarga.

Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 40 ≤ 1,45 ∙ 43,68

𝐼2 = 58 ≤ 63,33 [𝐴]


120

Como utilizamos interruptor automático electromagnético y cables normalizados, entonces

se verifica.

5- Determinación de la corriente de cortocircuito máxima 𝐼𝑘𝑇𝑆1′′

En bornes del tablero principal tenemos una corriente de cortocircuito de 𝐼𝑘′′ = 910,3 [𝐴]


𝑍𝑇𝑃 = 0,07 + 𝑗 0,2309 [Ω]

La capacidad de ruptura de interruptor automático es 4500 [A]

4500 [𝐴] ≥ 910,3 [𝐴] VERIFICA

La línea seccional dos es un conductor IRAM 2178, aislación de PVC de 6 [mm2] de

sección de cobre:

𝑅6−80°𝐶 = 3,82 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋6 = 0,093 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅6−70°𝐶 = 𝑅6−80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅6−70°𝐶 = 3,82 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅6−70°𝐶 = 3,67 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

Considerando que desde el tablero principal hasta el tablero seccional uno (TS1) existe una

distancia de 0,002 [km] se obtiene:

𝑅3 = 3,67 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,002[𝑘𝑚] = 0,00073 [Ω]

𝑋3 = 0,093 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,002[𝑘𝑚] = 0,00018 [Ω]

Con lo cual:

𝑍𝑇𝑆1 = √(0,07 + 0,00073)2 + (0,2309 + 0,00018)2 = 0,2416 [Ω]


121

Entonces:

𝐼𝑘𝑇𝑆1′′ =

380[𝑉]

√3 ∙ 0,2416 [Ω]= 908,1 [A]

6- Verificación por máxima exigencia térmica

Se verificó que se cumpla la ecuación de la Pág. 135 de la norma, la cual, para tiempo de

corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:

t=Duración de la interrupción o tiempo de desconexión en segundos.

S= Sección del conductor en mm2.

I= Intensidad de corriente de cortocircuito expresada como valor eficaz.

k= Un factor que toma en cuenta la resistividad, coeficiente de temperatura y la capacidad

térmica volumétrica del conductor, y las temperaturas inicial y final del mismo.

Por tabla 771.19.II de la Pág. 136 de la reglamentación, para S = 6 [mm2] y aislación de

PVC se obtuvo el valor de k = 115 y del siguiente gráfico del fabricante Schneider Electric

el valor de 𝐼2𝑡 = 40000 [𝐴2𝑠].

Entonces:

1152 ∙ 62[𝑚𝑚4] ≥ 40000 [𝐴2𝑠]


122

476100[𝑚𝑚4] ≥ 40000 [𝐴2𝑠] VERIFICA

7- Verificación de la actuación de protección por corriente mínima de cortocircuito

( "

minKI ).

Se calculó el valor de la corriente de cortocircuito mínima en el TS1, teniendo en cuenta el

valor de la impedancia del conductor de alimentación del TS1, entonces:

𝑛 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 𝐼𝑘𝑇𝑆1

10 ∙ 40 [𝐴] = 400 [𝐴] ≤ 908,1 [𝐴]




∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)



𝑅3 = 3,67 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋3 = 0,093 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 32,8 [𝐴] ∙ 0,002 [𝑘𝑚] ∙ (3,67 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,093 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 0,34 [𝑉] ≤ 3,8 [𝑉] VERIFICA



Dicho circuito alimentara al Tablero Seccional N°2 desde el cual partirán dos circuitos de

iluminación trifásica específica (ITE1 e ITE2). La corriente de proyecto resulta de sumar

las corrientes en cada fase de los alimentadores A1 y A4.


123

La corriente de proyecto es:

𝐼𝐵 = 9,12 [𝐴]


El conductor que será usado es un IRAM 2178, aislamiento de PVC. Se consideró la

temperatura ambiente de 45 [ºC], por lo cual, de la tabla 771.16.II a) Pág. 95 de la

reglamentación se obtuvo el factor de corrección por temperatura del suelo fT = 0,91. Por

otro lado, de la tabla 771.16.II b) Pág. 95 de la reglamentación se obtuvo el factor de

corrección por agrupamiento de circuitos en un mismo caño: fA = 1.

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


9,12 [𝐴]

0,91 ∙ 1= 10,02 [𝐴]

De la siguiente tabla se seleccionó un conductor de cobre de 2,5 [mm2] que posee una

corriente admisible de 27 [A], el cual verifica la sección mínima de los conductores para

circuitos seccionales que es de 2,5 [mm2] como mínimo.


𝐼𝑧 = 27 ∙ 0,91 ∙ 1 = 24,57[𝐴]




124


9,12 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 24,57



P60N

Calibre In=16 [A]

Tetrapolar (4x2,5)

Curva C, Clase 3

IEC 60898

Capacidad de ruptura IC=4500 [A]


Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 16 ≤ 1,45 ∙ 24,57

𝐼2 = 23,2 ≤ 35,62 [𝐴]


se verifica.


En bornes del tablero principal tenemos una corriente de cortocircuito de 𝐼𝑘′′ = 910,3 [𝐴] y

una impedancia de:

𝑍𝑇𝑃 = 0,07 + 𝑗 0,2309 [Ω]

La capacidad de ruptura del interruptor automático es 4500 [A], con lo cual:

4500 [𝐴] ≥ 910,3 [𝐴] VERIFICA

La línea seccional tres es un conductor IRAM 2178, aislación de PVC de 2,5 [mm2] de

sección de cobre:

𝑅2,5−80°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2,5 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]



125

𝑅2,5−70°𝐶 = 𝑅2,5−80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅2,5−70°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅2,5−70°𝐶 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

Considerando que desde el tablero principal hasta el tablero seccional dos (TS2) existe una


𝑅4 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,002[𝑘𝑚] = 0,0176 [Ω]

𝑋4 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,002[𝑘𝑚] = 0,000198 [Ω]

Con lo cual:

𝑍𝑇𝑆1 = √(0,07 + 0,0179)2 + (0,2309 + 0,000198)2 = 0,247 [Ω]

Entonces:


380[𝑉]

√3 ∙ 0,247 [Ω]= 888,23 [A]



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:







126

Por tabla 771.19.II de la Pág. 136 de la reglamentación, para S = 2,5 [mm2] y aislación de

PVC se obtuvo el valor de k = 115 de la tabla 771-H.IX (pág. 232) el valor de 𝐼2𝑡 =

39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 2,52[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

82656,25[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).




10 ∙ 16 [𝐴] = 160 [𝐴] ≤ 888,23 [𝐴]




∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)

Donde, 𝑐𝑜𝑠𝜑 = 0,8 𝑦 𝑠𝑒𝑛𝜑 = 0,6

Conductor de Circuito Seccional N°3 (CS3) de 2,5 [mm2] de sección de cobre:

𝑅4 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋4 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 9,12 [𝐴] ∙ 0,002 [𝑘𝑚] ∙ (8,828 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,099 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)


127

∆𝑈 = 0,225 [𝑉] ≤ 3,8 [𝑉] VERIFICA

3.5.4 Circuito ACU1

1- Determinación de la corriente de proyecto

Se calcula la corriente de proyecto (IB) a partir de la carga total. Entonces, tenemos:

𝑆 = 𝐶𝑇

𝑆 = 10267,6 [𝑉𝐴]

𝐼𝐵 =10267,6 [𝑉𝐴]

√3 ∙ 380= 15,6 [𝐴]

2- Elección del conductor a partir de su corriente máxima admisible

El conductor será un IRAM 2178, aislamiento de PVC e instalado en caños de aceros

galvanizado que irán sujetos mediante grampas a las columnas que sostienen al sinfín 1 y 2.

Se consideró la temperatura ambiente de 45 [ºC].

Entonces, de tabla 771.16.II.a se obtuvo el factor de corrección por temperatura del

ambiente 𝑓𝑇 = 0,91 y de tabla 771.16.II.b se obtuvo el factor de corrección por

agrupamiento de circuitos 𝑓𝑎 = 1.

Considerando la siguiente condición, la corriente admisible necesaria será:

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


15,6 [𝐴]

0,91 ∙ 1= 17,14 [𝐴]


corriente admisible de 27 [A].


128


𝐼𝑧 = 27 ∙ 0,91 ∙ 1 = 24,57[𝐴]




15,6 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 24,57



P60N

Calibre In=20 [A]

Tripolar (3x2,5)

Curva C, Clase 3

IEC 60898



Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 20 ≤ 1,45 ∙ 24,57

𝐼2 = 29 ≤ 35,62 [𝐴]


se verifica.


129


En bornes del tablero seccional uno (TS1) tenemos una corriente de cortocircuito de

𝐼𝑘𝑇𝑆1′′ = 908,1 [𝐴]


𝑍𝑇𝑆1 = 0,0707 + 𝑗 0,231 [Ω]


4500 [𝐴] ≥ 908,1 [𝐴] VERIFICA

El conductor será un IRAM 2178, aislación de PVC de 2,5 [mm2] de sección de cobre:

𝑅2,5−80°𝐶 = 9,15 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2,5 = 0,099[Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅2,5−70°𝐶 = 𝑅2,5−80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅2,5−70°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅2,5−70°𝐶 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

Considerando que desde el tablero seccional uno (TS1) hasta el motor existe una distancia

de 0,025 [km] se obtiene:

𝑅5 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,025[𝑘𝑚] = 0,2207 [Ω]

𝑋5 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,025[𝑘𝑚] = 0,0025 [Ω]

Con lo cual:

𝑍𝐴𝐶𝑈 = √(0,0707 + 0,2207)2 + (0,231 + 0,0025)2 = 0,373 [Ω]

Entonces:

𝐼𝑘𝐴𝐶𝑈′′ =

380[𝑉]

√3 ∙ 0,373 [Ω]= 588,2 [A]


130



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:







PVC se obtuvo el valor de k = 115 de la tabla 771-H.IX (pág. 232) el valor de

𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 2,52[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

82656,2[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).


valor de la impedancia del conductor de alimentación del motor, entonces:


10 ∙ 20 [𝐴] = 200 [𝐴] ≤ 588,2 [𝐴]


Por tratarse de un circuito terminal se permite una caída de tensión ∆𝑈 ≤ 4% = 15,2 [𝑉] la


∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)


131


Conductor de circuito termina de 2,5 [mm2] de sección de cobre:

𝑅5 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋5 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 15,6 [𝐴] ∙ 0,025 [𝑘𝑚] ∙ (8,828 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,099 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 4,81 [𝑉] ≤ 15,2 [𝑉] VERIFICA

3.5.5 Circuitos ACU2 y ACU3

Se tomó el consumo más alejado al Tablero Seccional N°1 y se adoptó el mismo conductor

para el otro.



𝑆 = 𝐶𝑇

𝑆 = 5792 [𝑉𝐴]

𝐼𝐵 =5792 [𝑉𝐴]

√3 ∙ 380= 8,8 [𝐴]


El conductor será un IRAM 2178, aislamiento de PVC e instalado en tubos de aceros

galvanizado que irán sujetos mediante grampas a las columnas que sostienen al sinfín 1 y 2.

Se consideró la temperatura ambiente de 45 [ºC].





𝐼𝑧 =𝐼𝐵


8,8 [𝐴]

0,91 ∙ 1= 9,67 [𝐴]


132




𝐼𝑧 = 27 ∙ 0,91 ∙ 1 = 24,57[𝐴]




8,8 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 24,57



P60N

Calibre In=16 [A]

Tripolar (3x2,5)

Curva C, Clase 3

IEC 60898



Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 16 ≤ 1,45 ∙ 24,57

𝐼2 = 23,2 ≤ 35,6 [𝐴]


133


se verifica.



𝐼𝑘𝑇𝑆1′′ = 908,1 [𝐴]

Y una impedancia de 𝑍𝑇𝑆1 = 0,0707 + 𝑗 0,231 [Ω]


4500 [𝐴] ≥ 908,1 [𝐴] VERIFICA


𝑅2,5−80°𝐶 = 9,15 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2,5 = 0,099[Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅2,5−70°𝐶 = 𝑅2,5−80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅2,5−70°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅2,5−70°𝐶 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


de 0,025 [km] se obtiene:

𝑅6 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,025[𝑘𝑚] = 0,2207 [Ω]

𝑋6 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,025[𝑘𝑚] = 0,0025 [Ω]

Con lo cual:

𝑍𝐴𝐶𝑈2 = √(0,0707 + 0,2207)2 + (0,231 + 0,0025)2 = 0,373 [Ω]

Entonces:

𝐼𝑘𝐴𝐶𝑈2′′ =

380[𝑉]

√3 ∙ 0,373 [Ω]= 588,2 [A]


134



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:








𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 2,52[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

82656,2[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).




10 ∙ 16 [𝐴] = 160 [𝐴] ≤ 588,2 [𝐴]




∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)


135



𝑅6 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋6 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 8,8 [𝐴] ∙ 0,025 [𝑘𝑚] ∙ (8,828 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,099 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 2,71 [𝑉] ≤ 15,2 [𝑉] VERIFICA

3.5.6 Circuitos ACU4, ACU5, ACU6 y ACU7


para el resto.



𝑆 = 𝐶𝑇

𝑆 = 4462,4 [𝑉𝐴]

𝐼𝐵 =4462,4 [𝑉𝐴]

√3 ∙ 380= 6,78 [𝐴]


El conductor será un IRAM 2178, aislamiento de PVC e instalado una parte directamente

enterrado y otra en tubos de aceros galvanizado que irán sujetos mediante grampas a los

distintos sinfines. Se consideró la temperatura ambiente de 45 [ºC].






136

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


6,78 [𝐴]

0,91 ∙ 1= 7,45 [𝐴]




𝐼𝑧 = 27 ∙ 0,91 ∙ 1 = 24,57[𝐴]




6,78 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 24,57



P60N

Calibre In=10 [A]

Tripolar (3x2,5)

Curva C, Clase 3

IEC 60898

Capacidad de ruptura IC=4500


Se debe verificar:


137

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 10 ≤ 1,45 ∙ 24,57

𝐼2 = 14,5 ≤ 35,6 [𝐴]


se verifica.



𝐼𝑘𝑇𝑆1′′ = 908,1 [𝐴]

Y una impedancia de :

𝑍𝑇𝑆1 = 0,0707 + 𝑗 0,231 [Ω]


4500 [𝐴] ≥ 908,1 [𝐴] VERIFICA


𝑅2,5−80°𝐶 = 9,15 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2,5 = 0,099[Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅2,5−70°𝐶 = 𝑅2,5−80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅2,5−70°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅2,5−70°𝐶 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


de 0,025[km] se obtiene:

𝑅7 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,025[𝑘𝑚] = 0,2207 [Ω]

𝑋7 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,025[𝑘𝑚] = 0,0025 [Ω]


138

Con lo cual:

𝑍𝐴𝐶𝑈4 = √(0,0707 + 0,2207)2 + (0,231 + 0,0025)2 = 0,373 [Ω]

Entonces:


380[𝑉]

√3 ∙ 0,373 [Ω]= 588,2 [A]



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:








𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 2,52[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

82656,2[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).




10 ∙ 10 [𝐴] = 100 [𝐴] ≤ 588,2 [𝐴]


139




∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)

Durante el funcionamiento en régimen: 𝑐𝑜𝑠𝜑 = 0,8𝑦 𝑠𝑒𝑛𝜑 = 0,6


𝑅7 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋7 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 6,78 [𝐴] ∙ 0,025 [𝑘𝑚] ∙ (8,828 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,099 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 2,1 [𝑉] ≤ 15,2 [𝑉] VERIFICA

3.5.7 Circuitos ACU8, ACU9 y ACU10


para el resto.



𝑆 = 𝐶𝑇

𝑆 = 2435,3[𝑉𝐴]

𝐼𝐵 =2435,3 [𝑉𝐴]

√3 ∙ 380= 3,7 [𝐴]


El conductor será un IRAM 2178, aislamiento de PVC e instalado directamente enterrado.

Se consideró la temperatura del terreno de 30 [ºC].

Entonces, de tabla 771.16.VII.a se obtuvo el factor de corrección por temperatura del

terreno 𝑓𝑇 = 0,94 y de tabla 771.16.VII.b se obtuvo el factor de corrección para

resistividad térmicas del terreno (tierra normal seca) de 𝑓𝑎 = 1.



140

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


3,7 [𝐴]

0,94 ∙ 1= 3,93 [𝐴]




𝐼𝑧 = 38 ∙ 0,94 ∙ 1 = 35,7[𝐴]




3,7 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 35,7



P60N

Calibre In=10 [A]

Tripolar (3x2,5)

Curva C, Clase 3

IEC 60898



141


Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 6 ≤ 1,45 ∙ 37,5

𝐼2 = 8,7 ≤ 37,5 [𝐴]


se verifica.



𝐼𝑘𝑇𝑆1′′ = 908,1 [𝐴]


4500 [𝐴] ≥ 908,1 [𝐴] VERIFICA


𝑍𝑇𝑆1 = 0,0707 + 𝑗 0,231 [Ω]


𝑅2,5−80°𝐶 = 9,15 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2,5 = 0,099[Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅2,5−70°𝐶 = 𝑅2,5−80°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅2,5−70°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅2,5−70°𝐶 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


de 0,025[km] se obtiene:

𝑅8 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,03[𝑘𝑚] = 0,264 [Ω]


142

𝑋8 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,03[𝑘𝑚] = 0,0029 [Ω]

Con lo cual:

𝑍𝐴𝐶𝑈8 = √(0,0707 + 0,264)2 + (0,231 + 0,0029)2 = 0,408 [Ω]

Entonces:


380[𝑉]

√3 ∙ 0,408 [Ω]= 537,7 [A]



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:








𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 2,52[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

82656,2[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).





143

10 ∙ 6 [𝐴] = 60 [𝐴] ≤ 537,7 [𝐴]




∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)

Durante el funcionamiento normal: 𝑐𝑜𝑠𝜑 = 0,8 𝑦 𝑠𝑒𝑛𝜑 = 0,6


𝑅8 = 8,828 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋8 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 3,7 [𝐴] ∙ 0,03 [𝑘𝑚] ∙ (8,828 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,099 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 1,37 [𝑉] ≤ 15,2 [𝑉] VERIFICA



Dicho circuito alimentara una de las viviendas del establecimiento, para la cual se

consideró que consumirá una potencia de 3,7[𝑘𝑉𝐴] ya que posera un grado de

electrificación mínimo.


𝐼𝐵 =3700 [𝑉𝐴]

220= 16,81[𝐴]



enterrado. Se consideró la temperatura del suelo de 30 [ºC], por lo cual, de la Tabla






144

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


16,81[𝐴]

0,94 ∙ 1= 17,88[𝐴]

De la siguiente tabla se seleccionó un conductor bipolar de cobre de 25 [mm2] que posee

una corriente admisible de 132 [A], teniendo en cuenta previamente la caída de tensión en

el extremo del circuito, el cual verifica la sección mínima de los conductores para circuitos



𝐼𝑧 = 132 ∙ 0,94 ∙ 1 = 124,08[𝐴]




16,81 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 124,08

Entonces, del catálogo Schneider Electric se seleccionó un interruptor termomagnético de


P60N

Calibre In=20 [A]

Bipolar (2x25)

Curva C, Clase 3

IEC 60898




145

Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 20 ≤ 1,45 ∙ 124,08

𝐼2 = 29 ≤ 179,9 [𝐴]


se verifica.




𝑍𝑇𝑃 = 0,07 + 𝑗 0,2309 [Ω]


4500 [𝐴] ≥ 910,3 [𝐴] VERIFICA

La línea seccional cuatro es un conductor IRAM 2178, aislación de PVC de 25 [mm2] de

sección de cobre:

𝑅25−90°𝐶 = 0,902 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋25 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅25−70°𝐶 = 𝑅25−90°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 90)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅16−70°𝐶 = 0,902[Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 90[°𝐶])]

𝑅25−70°𝐶 = 0,831 [Ω𝑘𝑚⁄ ]



𝑅9 = 0,831 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,07[𝑘𝑚] = 0,0581 [Ω]

𝑋9 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,07[𝑘𝑚] = 0,00581 [Ω]

Con lo cual:


146

𝑍𝑇𝑆3 = √(0,07 + 0,0581)2 + (0,2309 + 0,00581)2 = 0,269 [Ω]

Entonces:


220[𝑉]

0,269 [Ω]= 817,8 [A]



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:








𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 252[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

8265625[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).




10 ∙ 20 [𝐴] = 200 [𝐴] ≤ 817,8 [𝐴]


147


Por tratarse de un circuito seccional se permite una caída de tensión ∆𝑈 ≤ 1% = 2,2, la


∆𝑈 = 2 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)


𝑅9 = 0,831 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋9 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = 2 ∙ 16,81 [𝐴] ∙ 0,07 [𝑘𝑚] ∙ (0,831 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,083 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 1,68 [𝑉] ≤ 2,2 [𝑉] VERIFICA



Dicho circuito alimentara una de las viviendas del establecimiento, para la cual se

consideró que consumirá una potencia de 3,7[𝑘𝑉𝐴] ya que posera un grado de

electrificación mínimo.


𝐼𝐵 =3700 [𝑉𝐴]

220= 16,81[𝐴]









148

𝐼𝑧 =𝐼𝐵


16,81[𝐴]

0,94 ∙ 1= 17,88 [𝐴]

De la siguiente tabla se seleccionó un conductor bipolar de cobre de 25 [mm2] que posee

una corriente admisible de 132 [A], teniendo en cuenta previamente la caída de tensión en

el extremo del circuito, el cual verifica la sección mínima de los conductores para circuitos



𝐼𝑧 = 132 ∙ 0,94 ∙ 1 = 124,08[𝐴]




16,81 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 124,08



P60N

Calibre In=20 [A]

Bipolar (2x25)

Curva C, Clase 3

IEC 60898




149

Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 20 ≤ 1,45 ∙ 124,08

𝐼2 = 29 ≤ 179,9 [𝐴]


se verifica.




𝑍𝑇𝑃 = 0,07 + 𝑗 0,2309 [Ω]

La capacidad de ruptura del interruptor diferencial es 4500 [A], con lo cual:

4500 [𝐴] ≥ 910,3 [𝐴] VERIFICA

La línea seccional cinco es un conductor IRAM 2178, aislación de PVC de 25 [mm2] de

sección de cobre:

𝑅25−90°𝐶 = 0,902 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋25 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅25−70°𝐶 = 𝑅25−90°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 90)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅16−70°𝐶 = 0,902[Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 90[°𝐶])]

𝑅25−70°𝐶 = 0,831 [Ω𝑘𝑚⁄ ]



𝑅10 = 0,831 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,09[𝑘𝑚] = 0,075[Ω]

𝑋10 = 0,083 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,09[𝑘𝑚] = 0,00747[Ω]

Con lo cual:


150

𝑍𝑇𝑆4 = √(0,07 + 0,075)2 + (0,2309 + 0,00747)2 = 0,2789 [Ω]

Entonces:


220[𝑉]

0,2789 [Ω]= 788,8 [A]



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:








𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 252[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

8265625[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).




10 ∙ 20 [𝐴] = 200 [𝐴] ≤ 788,8 [𝐴]


151




∆𝑈 = 2 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)


𝑅10 = 0,075 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋10 = 0,00747 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = 2 ∙ 16,81 [𝐴] ∙ 0,09 [𝑘𝑚] ∙ (0,831 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,083 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 2,16 [𝑉] ≤ 2,2 [𝑉] VERIFICA



Dicho circuito alimentara un galpón dentro del establecimiento, para la cual se consideró

que consumirá una potencia de 3,7[𝑘𝑉𝐴].


𝐼𝐵 =3700 [𝑉𝐴]

√3 ∙ 380= 5,62 [𝐴]








𝐼𝑧 =𝐼𝐵


5,62[𝐴]

0,94 ∙ 1= 5,97 [𝐴]


152

De la siguiente tabla se seleccionó un conductor tetrapolar de cobre de 2,5 [mm2] que

posee una corriente admisible de 38 [A], teniendo en cuenta previamente la caída de

tensión en el extremo del circuito, el cual verifica la sección mínima de los conductores

para circuitos seccionales que es de 2,5 [mm2] como mínimo.


𝐼𝑧 = 38 ∙ 0,94 ∙ 1 = 35,7[𝐴]




5,62 ≤ 𝐼𝑛 ≤ 35,7



P60N

Calibre In=10 [A]

Tetrapolar (4x2,5)

Curva C, Clase 3

IEC 60898



153


Se debe verificar:

𝐼2 = 1,45 ∙ 𝐼𝑛 ≤ 1,45 ∙ 𝐼𝑧

𝐼2 = 1,45 ∙ 10 ≤ 1,45 ∙ 35,7

𝐼2 = 14,5 ≤ 51,76[𝐴]


se verifica.




𝑍𝑇𝑃 = 0,07 + 𝑗 0,2309 [Ω]


4500 [𝐴] ≥ 910,3[𝐴] VERIFICA

La línea seccional seis es un conductor IRAM 2178, aislación de PVC de 2,5 [mm2] de

sección de cobre:

𝑅2,5−80°𝐶 = 9,19 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋2,5 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


𝑅2,5−70°𝐶 = 𝑅2,5−90°𝐶 ∙ [1 + 𝛼 ∙ (𝑡70°𝐶 − 80)]

𝛼𝐶𝑢 = 0,00393 ∙ 1°𝐶⁄

Luego:

𝑅2,5−70°𝐶 = 9,19[Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ [1 + 0,00393 ∙ 1

°𝐶⁄ ∙ (70[°𝐶] − 80[°𝐶])]

𝑅2,5−70°𝐶 = 8,8 [Ω𝑘𝑚⁄ ]



𝑅11 = 8,8 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,04[𝑘𝑚] = 0,352[Ω]

𝑋11 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ] ∙ 0,04[𝑘𝑚] = 0,00396[Ω]


154

Con lo cual:

𝑍𝑇𝑆5 = √(0,07 + 0,352)2 + (0,2309 + 0,00396)2 = 0,483 [Ω]

Entonces:


380[𝑉]

√3 ∙ 0,483 [Ω]= 454,2 [A]



corte 0,1st

2 2 2k S I t

Dónde:








𝐼2𝑡 = 39000𝐴2𝑠.

Entonces:

1152 ∙ 2,52[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠]

82656,2[𝑚𝑚4] ≥ 39000 [𝐴2𝑠] VERIFICA


( "

minKI ).




10 ∙ 10 [𝐴] = 100 [𝐴] ≤ 454,2 [𝐴]


155




∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼𝐵 ∙ 𝑙 ∙ (𝑅 ∙ 𝑐𝑜𝑠𝜑 + 𝑋 ∙ 𝑠𝑒𝑛𝜑)

Conductor de Circuito Seccional N°6 (CS6) de 2,5 [mm2] de sección de cobre:

𝑅11 = 8,8 [Ω𝑘𝑚⁄ ]

𝑋11 = 0,099 [Ω𝑘𝑚⁄ ]


∆𝑈 = √3 ∙ 5,62 [𝐴] ∙ 0,04 [𝑘𝑚] ∙ (8,8 [Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,8 + 0,099 [

Ω

𝑘𝑚] ∙ 0,6)

∆𝑈 = 2,76[𝑉] ≤ 3,8 [𝑉] VERIFICA


156

3.6 Cálculo y selección de contactores y relevos térmicos para el arranque

a tensión reducida de motores

3.6.1 Motor de 10 [hp]

𝐼𝑛= 15,6 [A]

o Contactor de línea (K1M)

𝐼𝑙= 0,58 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝑙=0,58 ∙15,6= 9,04 [A]

o Contactor de conexión estrella (K2M)

𝐼𝜆= 1

3 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝜆=

1

3 ∙15,6= 5,2 [A]

o Contactor de conexión Triángulo (K3M)

𝐼𝛥= 0,58 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝛥=0,58 ∙15,6= 9,04 [A]

o Relevo térmico (F2F)

𝐼𝑟𝑒𝑙= 0,58 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝑟𝑒𝑙=0,58 ∙15,6= 9,04 [A]

Se consideró una categoría de servicio 𝐴𝐶3.

Teniendo en cuenta las corrientes calculadas y la categoría de servicio se seleccionaron los

siguientes contactores y relevos térmicos del catálogo de la empresa MONTERO S.A.

Motor de 10 [hp]

Contactor

Modelo

Número de

contactos

auxiliares

NA

Número de

contactos

auxiliares

NC

Tensión de

alimentación

de la bobina

[V]

K1M 12 MC1-12 2 2 220

K2M 9 MC1-09 2 2 220

K3M 12 MC1-12 2 2 220

Relevo Térmico F2F 8-12,5 TR1-T1 1 1 -

Temporizador K4M - 31AT1P 240 1 1 220

Fusible F3F 2 T-00 - - -

𝐼𝑛 [A]


157

Contactores y relevos térmicos


158

3.6.2 Motores de 5,5[hp]

𝐼𝑛= 8,8 [A]


𝐼𝑙= 0,58 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝑙=0,58 ∙8,8= 5,10 [A]

o Contactor de conexión estrella (K2M)

𝐼𝜆= 1

3 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝜆=

1

3 ∙8,8= 3 [A]

o Contactor de conexión triángulo (K3M)

𝐼𝛥= 0,58 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝛥=0,58 ∙8,8= 5,10 [A]


𝐼𝑟𝑒𝑙= 0,58 ∙ 𝐼𝑛 𝐼𝑟𝑒𝑙=0,58 ∙5,10= 5,10 [A]




Motor de 5,5 [hp]

Contactor

Modelo

Número de

contactos

auxiliares

NA

Número de

contactos

auxiliares

NC

Tensión de

alimentación

de la bobina

[V]

K1M 9 MC1-09 2 2 220

K2M 9 MC1-09 2 2 220

K3M 9 MC1-09 2 2 220

Relevo Térmico F2F 4-6,3 TR1-T1 1 1 220

Temporizador K4M - 31AT1P 240 1 1 220


𝐼𝑛 [A]


159

Contactores y relevos


160

3.6.3 Temporizador

El circuito de comando para el arranque a tensión reducida se muestra en el Anexo Plano

N°5.

3.7 Selección de contactores y relevos térmicos para arranque directo de

motores

3.7.1 Motores de 3 [hp]

𝐼𝑛= 5,16 [A]


𝐼𝑙= 5,16 [A]


𝐼𝑟𝑒𝑙= 5,16 [A]





161

Motor de 3 [hp]

Contactor

Modelo

Número de

contactos

auxiliares NA

Número de

contactos

auxiliares

NC

Tensión de

alimentación

de la bobina

[V]

K1M 9 MC1-09 2 2 220



3.7.2 Motores de 2 [hp]

𝐼𝑛= 3,70[A]


𝐼𝑙= 3,70[A]


𝐼𝑟𝑒𝑙= 3,70[A]




Motor de 2 [hp]

Contactor

Modelo

Número de

contactos

auxiliares NA

Número de

contactos

auxiliares

NC

Tención de

alimentación

de la bobina

[V]

K1M 9 MC1-09 2 2 220



El circuito de comando para el arranque y parada se muestran en el Anexo Plano N°5.

𝐼𝑛 [A]

𝐼𝑛 [A]


162

4.

ANEXO


163

IV.

Cálculo y diseño de línea en media

tensión y subestación

transformadora.


164


El siguiente Proyecto contempla el cálculo, dimensionamiento y distribución de elementos

correspondientes a la instalación de una red de media tensión para brindar servicio a un

establecimiento rural, ubicado en la localidad de Dorila, provincia de La Pampa.

El ente prestatario del servicio eléctrico será la Cooperativa Regional de Electricidad

“CORPICO”, de la ciudad de General Pico, provincia de La Pampa, la cual proveerá el

servicio a través de una derivación de una línea de 13,2 [kV] ubicada a 1 [km] del punto de

utilización.

El sistema trabajará con una tensión de 13,2 [kV], trifásica, trifilar, el cual tendrá un

transformador de reducción al final de la línea de 13,2 [kV] a 0,400/0,231 [kV] 31,5 [kVA],

suspendido del poste soporte terminal de hormigón armado, con los correspondientes

elementos de protección, que contempla descargadores, seccionadores fusibles, puesta a

tierra, etc.

Para realizar la derivación se colocará, en el comienzo de la línea, un poste soporte sostén-

terminal de hormigón armado con cruceta de hormigón y seccionadores fusibles [Ver

Anexo Plano n°1]. Por otra parte, la línea se construirá en su totalidad con postes y crucetas

de madera ubicados cada 143 [m] en línea recta, se utilizarán herrajes de acero galvanizado

y el conductor será de alambre de acero cincado SAE 1050 de alta resistencia de 10,46

[mm2] de sección.

La disposición de los conductores eléctricos será coplanar horizontal sobre aislación rígida.


165

2. MEMORIA TÉCNICA

2.1 Línea de distribución

Se dimensionó la línea de distribución destinada a alimentar la subestación transformadora,

la cual se realizará en 13,2 [kV] y se empalmará a una línea existente ubicada en las

cercanías del establecimiento rural.

La línea se calculó y dimensionó conforme a lo establecido en el Reglamento Técnico y

Normas Generales para el Proyecto y Ejecución de Obras de Electrificación Rural.

La disposición de la misma se puede observar en la siguiente figura.

La línea de distribución primaria será del tipo rígida, con postes de eucaliptus, los mismos

estarán directamente enterrados a excepción de los soportes terminales que serán de

hormigón armado y contarán con su correspondiente fundación. El cable a utilizar será de

acero de alta resistencia de 10,46 [mm2].

2.2 Poste sostén

2.2.1 Estructuras

Las estructuras de suspensión simple (sostén) serán del tipo coplanar horizontal de

eucalipto, del tipo 11/400/12 (11 metros de altura, 400 kg de carga de rotura y 12 cm de

diámetro en la cima), con crucetas del mismo material, tipo MN111, ambos se

seleccionaron del catálogo de la empresa Amper.


166

2.2.2 Tipo de aislamiento (1)

Para selección eléctrica de los aisladores a perno rígido se tuvo en cuenta el tipo de

atmósfera a la que se verán sometidos los aisladores, teniendo en cuenta la siguiente tabla.

Se seleccionaron aisladores de polietileno modelo PR10PA del catálogo de la empresa

Avator.


167

2.2.3 Atadura preformada

Se seleccionaron 18 ataduras preformadas para conductor de acero, del catálogo de la

empresa Preform.


168

2.2.4 Bulón para fijación de cruceta-poste (2)

Se seleccionaron 6 bulones MN 55 c/arandela MN31 y MN32 b del catálogo de la

empresa Epec.

2.2.5 Perno para montaje de aisladores (3)

Se seleccionaron 18 pernos MN 411 b del catálogo de la empresa Epec.

2.2.6 Bulón para fijación del brazo a la cruceta (5)

Se seleccionaron 12 bulones MN 49 c/arandelas MN 30 y MN 32 a del catálogo de la

empresa Epec.


169

2.2.7 Brazo H°G° (6)

Se seleccionaron 12 brazos MN 40 del catálogo de la empresa Epec.

2.2.8 Bulón para fijación de brazos al poste (7)

Se seleccionaron 6 bulones MN 53 c/arandelas MN 31 y MN 32 b del catálogo de la

empresa Epec.

2.3 Poste terminal y subestación transformadora

2.3.1 Estructuras

Las estructuras de soporte terminal serán del tipo coplanar horizontal de hormigón

armado, del tipo 10,5/600/3 (poste de 10,5 metros de altura, 1800 kg de carga de rotura y


170

3 de coeficiente de seguridad), con cruceta de hormigón armado simple con ganchos

ambos se seleccionaron del catálogo de la empresa Amper (En la figura siguiente 1 y 2

representan el poste y la cruceta respectivamente).

2.3.2 Aislador de retención (3)

Se seleccionaron 3 aisladores poliméricos en goma de silicona del catálogo de la empresa

Metal-ce S.R.L.


171

2.3.3 Morsa de retención (4)

Se seleccionaron 3 morsas de retención del catálogo de la empresa Bronal S.A.

2.3.4 Horquilla terminal (5)

Se seleccionaron 3 horquillas MN 222 del catálogo de la empresa Magu material eléctrico

S.R.L.

2.3.5 Grampa puesta a tierra (6)

Se seleccionó 1 grampa de puesta a tierra MN80 del catálogo de la empresa Epec.


172

2.3.6 Bloquete (7)

Se seleccionó 1 bloquete H°G° del catálogo de la empresa Epec.

2.3.7 Cable de cobre para puesta a tierra (8)

Se seleccionó tanto para la puesta a tierra como para los elementos de protección cable de

cobre de 35 [mm2] de sección desnudo.

2.3.8 Cruceta metálica para protecciones

Se seleccionaron 2 crucetas MN 111 del catálogo de la empresa Emprel.


173

2.3.9 Fusibles media tensión

Los seccionadores fusibles protegerán cada una de las fases, y al estar a la intemperie

estarán a una altura del suelo superior a 5 [m], inaccesibles en condiciones ordinarias con

su accionamiento dispuesto de forma que no pueda ser maniobrado más que por el personal

de servicio, y se montarán de tal forma que no puedan cerrarse por gravedad.

Se utilizarán seccionadores accionables mediante el uso de pértigas, del tipo ballesta.

Tanto para proteger la línea como para la subestación transformadora, se instalarán 3

seccionadores fusible marca Metal-ce modelo XS 1020, con 3 fusibles de 1,5 [A].


174

2.3.10 Descargadores de sobretensión

Los descargadores para proteger el transformador se conectarán lo más próximo a los

bornes del mismo, protegiendo de sobretensiones, generalmente de origen externo,

derivándolas a tierra. Se instalarán en cada una de las fases y estarán ubicados aguas

arriba de los seccionadores de media tensión.

La conexión entre el descargador y la línea se ejecutará con un conductor de cobre,

utilizando para su conexión morcetos bimetálicos. La conexión entre el descargador y

tierra se ejecutará con cable de cobre de 35 [mm2] de sección nominal, el recorrido del

mismo será lo más corto posible, evitando cambios bruscos de dirección.

Para la selección de los descargadores se adoptaron los valores indicados en la siguiente

tabla.


175

Por lo tanto, proteger el transformador, se seleccionaron 3 descargadores de sobretensión

de la marca Metal-ce de las siguientes características.


176

2.3.11 Transformador

Se colocará un transformador de 31,5 [kVA] de la marca Tadeo Czerweny a una altura

aproximada de 4,5 [m], el cual se instalará en el poste terminal ubicado al final de la línea,

mediante abrazaderas. Dicho transformador deberá tener enfriamiento natural en baño de

aceite apto para trabajar a la intemperie. Deberá ser completamente hermético, de manera

de asegurar estanqueidad perfecta; sin tanque de expansión ni deshidratador de aire.

El grupo será triángulo en el primario y estrella con neutro accesible en el secundario,

preferentemente grupo Dy 11.

2.3.12 Cruceta

Se seleccionó una cruceta de madera dura de 50x50x850 [mm] de la empresa Emprel,

para la sujeción de los porta-fusibles.

2.3.13 Seccionadores porta-fusibles

Se seleccionaron 3 seccionadores unipolares para fusibles de alta capacidad de ruptura de

la empresa Metal-ce, resistente al impacto de la radiación ultravioleta, a solicitaciones del

tipo térmico y mecánica que el servicio origina. Todas operables desde el piso mediante

el uso de una pértiga.


177

2.3.14 Fusibles baja tensión

Se seleccionaron 3 fusibles NH-00, con una intensidad de corriente de 50 [A] de la empresa

Fournas.

Fusibles NH

Tamaño Peso en

Kg Envase Intensidad de Corriente

NH - 00 0,19 6 unid. 6-10-16-20-25-30-36-50-63-80-100-

125-160

NH- 1 0,49 3 unid. 25-36-50-63-80-100-125-160-200-225-

250

NH - 2 0,64 3 unid. 200-225-315-355-400

NH-3 1,00 3 unid. 400-500-630

2.3.15 Gabinete de medición

Al tratarse de un usuario rural, la medición de energía consumida (activa o reactiva) podrá

realizarse en forma directa, sin transformadores de corriente, ya que el circuito es trifásico y

la potencia instalada es menor a 63 [kVA].

Se seleccionó un gabinete para medidor de energía de la empresa Metal-ce, con las

siguientes características.


178

2.3.16 Puesta a Tierra

La subestación de transformación será aérea construida sobre soporte de hormigón, se

utilizarán dos puesta a tierra, una de servicio, a la cual se conectará directamente a tierra el

conductor neutro y la otra será de protección, donde se conectarán los descargadores, la

cuba del trasformador, aparatos de protección y maniobra, medición, todos los bloquetes de

soportes y vínculos, pernos y demás elementos metálicos.

Cada puesta a tierra estará ubicada a una distancia de 10 [m] del poste de hormigón y

enfrentadas entre sí una distancia mínima de 10 [m].

Las bajadas de puestas a tierra se conectarán a un número suficiente de jabalinas, separadas

a una distancia no menor de 5 [m] entre sí, que permita asegurar, bajo condiciones

normales del terreno, una resistencia de 2 [ohm] como máximo, tanto para la puesta de

tierra de servicio como para la de protección.

Las jabalinas serán de acero cincado pesado y cada una de ella estará enterrada a una

profundidad que asegure el valor de resistencia estipulado por las reglamentaciones

vigentes.

Se seleccionaron 2 jabalinas de una longitud de 1,5 [m] del catálogo de la empresa Metal-

Ce con sus respectivos terminales banderitas para conductor de cobre de 35 [mm2].


179

2.3.17 Subestación transformadora

La subestación transformadora es la instalación destinada a transformar la energía eléctrica

de media tensión (13,2 [kV]) a baja tensión (0,38 [kV]). Incluye el transformador, el

equipamiento de maniobra y protección, el equipamiento de medición y la estructura que

contiene al equipamiento tal como lo indica la norma, así como también sus respectivas

puestas a tierra. Se prevé un centro de transformación MT/BT con instalación aérea a la

intemperie, para abastecer a un usuario ubicado en zona rural.

La alimentación en media tensión se realizará en forma aérea a partir de una línea de media

tensión existente en el perímetro del predio.

Se colocará un transformador de 31,5 [kVA] de la marca Tadeo Czerweny a una altura

aproximada de 4,5 metros, el cual se instalará en el poste terminal ubicado al final de la

línea. En el Anexo Plano 2 y plano 3 se muestra el detalle de la subestación y su unifilar

correspondiente.

2.4 Poste sostén y terminal para derivación

2.4.1 Estructuras

Las estructuras de soporte sostén y terminal serán del tipo coplanar horizontal de

hormigón armado, del tipo 12/600/3 (poste de 12 [m] de altura, 1800 [kg] de carga de

rotura y 3 de coeficiente de seguridad), con cruceta de madera MN110 para la línea

troncal y cruceta de hormigón armado simple con ganchos para la línea derivación, ambos

se seleccionaron del catálogo de la empresa Amper (en la figura siguiente 1 y 2

representan el poste y la cruceta para la línea derivación respectivamente).En el Anexo

plano 1 se puede ver un detalle del poste derivación.


180

2.4.2 Aislador de retención (3)

Se seleccionaron 3 aisladores poliméricos en goma de silicona del catálogo de la empresa

Metal-ce S.R.L.

2.4.3 Morsa de retención (4)

Se seleccionaron 3 morsas de retención del catálogo de la empresa Bronal S.A.


181

2.4.4 Horquilla terminal (5)

Se seleccionaron 3 horquillas MN 222 del catálogo de la empresa Magu material eléctrico

S.R.L.

2.4.5 Grampa puesta a tierra (6)

Se seleccionó 1 grampa de puesta a tierra MN80 del catálogo de la empresa Epec.


182

2.4.6 Bloquete (7)

Se seleccionó 1 bloquete H°G° del catálogo de la empresa Epec.

2.4.7 Cable de cobre para puesta a tierra (8)

Se seleccionó tanto para la puesta a tierra como para los elementos de protección cable de

cobre de 35 [mm2] de sección desnudo.

2.4.8 Puesta a Tierra

Se pondrán a tierra todos los bloquetes de soportes y vínculos, pernos y demás elementos

metálicos.

Se seleccionó 1 jabalina de una longitud de 1,5 [m] del catálogo de la empresa Metal-Ce

con sus respectivos terminales banderitas para conductor de cobre de 35 [mm2].


183

2.4.9 Fusibles media tensión

Los seccionadores fusibles protegerán cada una de las fases, y al estar a la intemperie

estarán a una altura del suelo superior a 5 [m], inaccesibles en condiciones ordinarias con

su accionamiento dispuesto de forma que no pueda ser maniobrado más que por el personal

de servicio, y se montaran de tal forma que no puedan cerrarse por gravedad.

Se utilizarán seccionadores accionables mediante el uso de pértigas, del tipo ballesta.

Para proteger la línea se instalarán 3 seccionadores fusible marca Metal-ce modelo XS

1020, con 3 fusibles de 1,5 A.


184

2.4.10 Tipo de aislamiento línea troncal

Para selección eléctrica de los aisladores a perno rígido se tuvo en cuenta el tipo de

atmósfera a la que se verán sometidos los aisladores, teniendo en cuenta la siguiente tabla.

Se seleccionaron aisladores de polietileno modelo PR10PA del catálogo de la empresa

Avator.


185

2.4.11 Bulón para fijación de cruceta-poste línea troncal

Se seleccionaron 6 bulones MN 55 c/arandela MN31 y MN32 b del catálogo de la

empresa Epec.

2.4.12 Perno para montaje de aisladores de la línea troncal

Se seleccionaron 18 pernos MN 411 b del catálogo de la empresa Epec.


186

2.4.13 Bulón para fijación del brazo a la cruceta

Se seleccionaron 12 bulones MN 49 c/arandelas MN 30 y MN 32 a del catálogo de la

empresa Epec.

2.4.14 Brazo H°G°

Se seleccionaron 12 brazos MN 40 del catálogo de la empresa Epec.

2.4.15 Bulón para fijación de brazos al poste

Se seleccionaron 6 bulones MN 53 c/arandelas MN 31 y MN 32 b del catálogo de la

empresa Epec.


187

2.4.16 Morseto

Se seleccionaron 3 morsetos bifilares Al/Al sección de 6-50 [mm2] del catálogo de la

empresa Metal-Ce.

2.5 Cómputos de Materiales

A continuación se mostrarán las tablas con los diferentes materiales para la construcción de

la línea.

Poste sostén

Cantidad Descripción

6 Poste de Eucaliptus creosotado 11/400/12

6 Cruceta de madera dura MN111

21 Aisladores MN3

7 Bulón MN55 con arandelas MN31 y MN32A

21 Perno MN411B


14 Brazo H°G° MN40

7 Bulón MN53 con arandelas MN31 y MN32 B

Poste sostén y terminal para derivación


1 Poste de hormigón armado 12/600/3

1 Cruceta de hormigón armado para línea derivación

3 Aisladores de retención R15H línea derivación

3 Morsa de retención MR

3 Horquilla Terminal MN222


188

1 Grampa Puesta tierra MN80

1 Bloquete H°G°

1 Cable de Cu 35 [mm2]desnudo

1 Cruceta de madera MN110 línea troncal

3 Seccionador fusible

3 Aisladores MN 3 línea troncal


3 Perno MN411B


2 Brazo H°G° MN40

1 Bulón MN53 con arandelas MN31 y MN32 B

3 Morseto Al/Al

Poste terminal para subestación


3 Aisladores de retención R15H

3 Morsa de retención MR

3 Horquilla Terminal MN222

1 Grampa Puesta tierra MN80

1 Bloquete H°G°

1 Cable de Cu 35 mm2 desnudo

1 Cruceta de hormigón armado

1 Poste de hormigón armado 10,5/600/3

2 Cruceta de acero galvanizado

1 Transformador 12,2/0,400-0,231 kV

1 Collar planchuela de 26x6 mm Diámetro según poste

1 Conductor subterráneo de PVC

3 Seccionador fusible

1 Cruceta de madera 50x50x850

1 Medias abrazaderas planchuela 10x3 mm

1 Caño para conductores de las fases

2 Caño H°G° 13 mm - longitud 3000 mm (para puesta a tierra)

1 Gabinete para medidor de energía activa 380/220 V


189

3. Memoria de cálculo

El lugar de emplazamiento de la línea es una zona rural de la provincia de La Pampa. Los

datos de la línea son:

Conductor: cable unipolar desnudo de acero cincado de alta resistencia. Sección nominal

impuesta de 10,46 mm2.

Datos del conductor de acero

Coeficiente de dilatación térmica 0,000011 1/°C

Tensión máxima admisible para temperatura media anual. Zona B 19 kg/mm2

Tensión máxima admisible 45 kg/mm2

Módulo elástico 16000 kg/mm2

Temperatura media anual 16 °C

Vano 143 m

Sección real conductor 10,46 mm2

3.1 Tabla de estado

3.1.1 Zona climática:

La línea se encuentra dentro de la zona climática B que incluye la provincia de La Pampa

según la especificación del Reglamento Técnico y Normas generales.

Elementos de protección y maniobra

cantidad Descripción

3 Descargadores 12 kV - 5 kA marca Metal-Ce

6 Seccionador marca Metal-Ce modelo XS 1020

6 fusibles para MT marca Metal-Ce 1,5 A

3 fusibles NH-00 , 50 [A] BT marca Fournas

3 Porta-fusibles marca Metal-Ce

3 jabalinas de puesta a tierra marca Metal-Ce

3 Terminales banderita marca Metal-ce

3 Conductor de cobre para puesta a tierra


190

Para el proyecto de ejecución de obras de electrificación rural, las hipótesis de cálculo

corresponden a dicha zona climática.

Las condiciones de carga, caracterizadas por distintas combinaciones de temperatura y

velocidad del viento se resumen en la siguiente tabla:


191

3.1.2 Cargas permanentes

Se consideran las cargas verticales debidas al peso propio del conductor

Material: acero cincado para tendido aéreo (10 𝑚𝑚2).

Peso por metro ( 𝜌𝑜): 0,082 [kg/m]

3.1.3 Presiones debidas al viento

Para calcular el efecto del viento sobre los conductores se utilizó la siguiente fórmula:

𝜌𝑣 = 𝐾 ∙ 𝐶 ∙ 𝑞 ∙ 𝐹

Dónde:

𝜌𝑣: Fuerza del viento en dirección horizontal [kg/m]

K: Coeficiente que contempla la desigualdad de la velocidad del viento a lo largo del vano:

Si V<30 𝑚

𝑠𝑒𝑔 (110

𝑘𝑚

ℎ)……………………….K=0,85

Si V>30 𝑚

𝑠𝑒𝑔 (110

𝑘𝑚

ℎ)……………………….K=0,75

C: Coeficiente de presión dinámica, se tomará de la siguiente tabla:


192

q = 𝑉2

16 : Presión dinámica al viento [kg/m

2]

V: Velocidad del viento [m/s]

F: Superficie expuesta normalmente al viento [m], para los conductores se tomará su

diámetro externo.

Fuerza resultante

𝜌 = √𝜌𝑣2 + 𝜌𝑜

2

3.1.4 Ecuación de la flecha

𝑓𝑖 =𝜌𝑖 ∙ 𝑎2

8 ∙ 𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙 ∙ 𝜎𝑖

3.1.5 Ecuación de estados

σ2 + E ∙ α ∙ (t2 − t1) − σ1 +𝐸∙𝑎2∙𝜌1

2

24∙𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙2∙𝜎1

2 =𝐸∙𝑎2∙𝜌2

2

24∙𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙2∙𝜎2

2

Dónde:

σ2: Tensión de trabajo de los diferentes estados según la zona climática [kg/mm2].

E : Módulo de elasticidad del conductor [kg/mm2].

α : Coeficiente de dilatación térmica [1/°C].

T2: Temperatura de los diferentes estados según la zona climática [°C].

T1: Temperatura del estado base [°C].

σ1 : Tensión del estado base [kg/mm2].

a : Vano de la línea [m].

ρ1: Módulo de fuerzas del estado base [kg/m].

ρ2 : Módulo de fuerzas de los diferentes estados según la zona climática [kg/m].

𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙: Sección real del conductor [mm2].

Ecuación general de estados simplificada:

σ2𝟑+σ2

𝟐 ∙ A −B =0

Dónde:

𝐴 = E ∙ α ∙ (t2 − t1) − σ1 +𝐸 ∙ 𝑎2 ∙ 𝜌1

2

24 ∙ 𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙2 ∙ 𝜎1

2


193

B =𝐸 ∙ 𝑎2 ∙ 𝜌2

2

24 ∙ 𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙2

El tendido de la línea de media tensión se hará realizando una derivación de la línea troncal,

estará compuesta por 7 vanos de 143 [m] cada uno, por lo que no se requiere el cálculo del

vano ideal de regulación. Para completar la tabla para los cinco estados que corresponden a

nuestra zona, se consideró el estado cinco como base, por lo cual se comenzó fijando la

tensión en σ𝑉 = 19 (kgf

mm2), que corresponde a la línea sin elementos anti vibratorios según

el reglamento.

Si con esta condición resulta que la tensión de los otros estados es menor que el máximo

admitido por Norma (45[kgf/mm2]), la línea será la más económica.

Analizando la tabla se ve que el estado más comprometido es el que corresponde al de

viento máximo (estado III).

3.2 Cálculo del Vano crítico

𝑎𝑐𝑟𝑖𝑡 = 𝜎𝑚𝑎𝑥 ∙ 𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙 ∙ √24 ∙ 𝛼 ∙ (𝑡2 − 𝑡3)

(𝜌22 − 𝜌3

2)

Dónde:

𝜎𝑚á𝑥: Máxima tensión del estado II (mínima temperatura) y del estado III (viento máximo).

𝑆𝑟𝑒𝑎𝑙: Sección real del conductor [mm2].

α : Coeficiente de dilatación térmica [1/°C].

T2: Temperatura correspondiente al estado II [°C].

Estado Temp. vel.

viento

[km/h]

ρv ρo Ρt 𝜎 [kg/mm

2]

Tiro A B

Flecha

[m] [ºC] [kg/m] [kg/m] [kg/m] [kg]

I 45 0 0 0,0822 0,082 15,200 158,992 -11,564 841,901 1,3215

II -15 0 0 0,0822 0,082 23,630 247,170 -22,124 841,901 0,850

III 10 120 0,209 0,0822 0,225 26,600 278,236 -17,724 6288,871 2,064

IV -5 50 0,036 0,0822 0,090 22,370 233,990 -20,364 1006,077 0,982

V 16 0 0 0,0822 0,082 19,000 198,740 -16,668 841,901 1,057


194

T3: Temperatura correspondiente al estado III [°C].

σ2: Tensión correspondiente al estado II [kg/mm2].

σ3: Tensión correspondiente al estado III [kg/mm2].

ρ2: Módulo de fuerzas correspondiente al estado II [kg/m].

ρ3: Módulo de fuerzas correspondiente al estado II [kg/m].

Con lo cual:

𝑎𝑐𝑟𝑖𝑡 = 26,6 ∙ 10,46 ∙ √24 ∙ 0,000011 ∙ (−15 − 10)

(0,0822 − 0,2092)

𝑎𝑐𝑟𝑖𝑡=117,58 [m]

3.3 Distancias mínima entre conductores

Para la determinación de la distancia mínima entre conductores con tensión se utilizó la

siguiente ecuación:

𝑑 = 𝑘 ∙ √𝑓 + lc +𝑈𝑛

150

Dónde:

d: Separación entre conductores en la mitad del vano en el punto de flecha máxima y nunca

menor que k en metros.

f : Flecha máxima de los conductores sin viento [m].

lc : Largo de la cadena de aisladores [m], incluyendo prolongaciones móviles, que oscilen

en el sentido perpendicular a la línea. En el caso de aisladores rígidos y cadenas de

retención se tomará lc=0.

Un: Tensión nominal de la línea [kV].

K: Factor dependiente del ángulo de inclinación de los conductores en el viento, este factor

esta dado en la siguiente tabla:


195

Ángulo de inclinación:

𝑡𝑎𝑛(∝)= 𝜌𝑣

𝜌𝑜

∝= 𝑡𝑎𝑛−1 (0,209

0,082)= 68,53°

Por lo cual en nuestro caso tomamos 0,7 debido a que el ángulo es mayor a 65° y los

conductores están dispuestos al mismo nivel uno al lado del otro.

f: Flecha máxima de los conductores sin viento, por lo cual será la del estado I, 𝑓𝐼 =1,3215

[m].

𝑙𝑐=0 (aislación rígida).

𝑈𝑛 = 13,2 [𝑘𝑉]

𝑑 = 0,7 ∙ √1,3215 +13,2

150= 0,895 [m]

3.4 Selección de cruceta para soporte sostén

La disposición de los conductores es coplanar horizontal y se realizará un tendido de la red

de la manera que se muestra la siguiente figura:


196

Como la distancia mínima entre conductores en el centro del vano debe ser mayor o igual a

0,895 [m]. Se seleccionó una cruceta de madera MN 111.

3.5 Selección de cruceta para soporte terminal

Como la distancia mínima entre conductores en el centro del vano debe ser mayor o igual a

0,895 [m] y la disposición de los conductores es coplanar horizontal, Se seleccionó una

cruceta de hormigón con una longitud de 2[m].


197

3.6 Cálculo de estructuras en suspensión simple (soporte sostén)

A las estructuras de suspensión simple se las calculará para un vano 143 [m], una flecha

máxima sin viento de 1,3215[m] que corresponde al estado Nº 1 y las siguientes

consideraciones:

Se consideró que los tiros son equilibrados al tener vanos iguales, por lo cual se tuvo en

cuenta la hipótesis de cálculo de soportes detallada a continuación, indicada en la

reglamentación.

3.6.1 Hipótesis de cálculo

Hipótesis 1a

Carga del viento máximo en dirección perpendicular a la línea sobre cables en ambos

semivanos adyacentes, sobre poste, cruceta, aisladores y accesorios.

3.6.2 Altura libre mínima

A los efectos de aplicación de las alturas mínimas, serán adoptadas las siguientes

definiciones:


198

a) Zona urbana: Zonas o centro fraccionados en manzana. A tal fin se

define como manzanas a las fracciones limitadas por calle con superficie no

mayor a 1,5 hectáreas.

b) Zona rural: quedan definidas como tal las zonas no comprendidas en la

definición anterior.

Se requiere que la altura libre y las distancias verticales a otros elementos sean

determinadas con la hipótesis de cálculo que arroje la máxima flecha vertical.

Para la selección de la altura libre mínima se tuvo en cuenta los siguientes enunciados de la

reglamentación.

Tensiones de 33 [kV], 13,2 [kV] y sus derivaciones monofásicas

Zona rural

Para líneas que corran en campos y a lo largo de caminos públicos la altura mínima será:

33 [kV]………………..6 [m]

13,2 [kV]…..…………5,5 [m]

Neutro……………….4,5 [m]

Dado que el lugar donde se realizará el tendido de la línea habrá circulación de maquinaria

agrícola, de altura superior a la estipulada por el reglamento (5,5 [m]), se fijó una altura

libre de 7,5 [m] en el centro del vano.

3.6.3 Empotramiento mínimo

Los postes de madera se empotrarán directamente en la tierra.

Las longitudes de empotramiento según la reglamentación no deberán ser menor que

𝐻𝑝/10+0,6 (siendo 𝐻𝑝 la longitud total del soporte en metros).

3.6.4 Determinación de la altura

Teniendo en cuenta el empotramiento mínimo, la altura libre en el medio del vano (ℎ𝑙𝑚𝑖𝑛),

la flecha máxima (𝑓𝐼) y la altura de los aisladores (ℎ𝑎𝑖𝑠𝑙) se calculará la altura mínima del

poste:

𝐻𝑝 ≥𝐻𝑝

10 + 0, 6+𝑓𝐼 − ℎ𝑎𝑖𝑠𝑙 + ℎ𝑙𝑚𝑖𝑛


199

Dónde:

ℎ𝑙𝑚𝑖𝑛= 7,5 [m]

𝑓𝐼 =1,3215[m]

ℎ𝑎𝑖𝑠𝑙= 0,15 [m]

Con lo cual:

𝐻𝑝 ≥0, 6 + 1,3215 − 0,15 + 7,5

0,9

𝐻𝑝 ≥ 10,30 [𝑚]

Con los cual se seleccionó un poste de eucalipto con las siguientes características:

𝐻𝑝=11 [m]

𝐷𝑐=12 [cm]

𝐺𝑝=270 [kg]

𝐹𝑅 =400[kg]

𝐹𝑁 =133,3[kg]

Dónde FN es el esfuerzo nominal del poste, que es un tercio del esfuerzo de rotura FR.

Con las dimensiones del poste adoptado calculamos el empotramiento real y el diámetro en

el empotramiento.

3.6.5 Empotramiento mínimo real

𝑒𝑝 ≥11

10 +0,6

𝑒𝑝 ≥ 1,7 [m]

Se tomará un empotramiento 𝑒𝑝= 2 [m], de esta forma las estructuras de suspensión simple

quedarán a la misma altura que el soporte terminal por encima del nivel del suelo (9 [m]).

3.6.6 Diámetro en el empotramiento

𝐷𝑒 = 𝐷𝐶 + 0,8 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ ℎ𝑙

𝐷𝑒 = 12[𝑐𝑚] + 0,8 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ 9[m]


200

𝐷𝑒 = 19,2 [𝑐𝑚]

3.6.7 Fuerza del viento sobre la estructura

La fuerza a la que se verá sometido el poste debido al viento está constituida por la fuerza

sobre el poste, la cruceta, los aisladores y los accesorios, y sobre los conductores en los

semivanos adyacentes.

3.6.7.1 Fuerza del viento sobre el poste

𝐹𝑣𝑝= k∙ 𝐶 ∙ 𝑞 ∙ (2∙𝐷𝑐+𝐷𝑒

6) ∙ ℎ𝑙

Dónde:

𝐹𝑣𝑝: Fuerza del viento sobre el poste

K: Coeficiente que contempla la desigualdad de la velocidad del viento a lo largo del vano.

Se toma k= 1 para determinar la presión del viento sobre estructuras soporte.


Para elementos cilíndricos de estructura se considera C= 0,7.

q = 𝑉2

16 : Presión dinámica al viento (

𝑘𝑔

𝑚2).


201

V: Velocidad máxima del viento (33,33 𝑚

𝑠𝑒𝑔).

ℎ𝑙: Altura libre del poste luego de considerar el empotramiento (9 [m]).

𝐷𝑐: Diámetro en la cima del poste (0,12 [m]).

𝐷𝑒: Diámetro a nivel del suelo (0,192 [m]).

𝐹𝑣𝑝= 1∙ 0,7 ∙33,332

16∙ (

2∙0,12+0,192

6) ∙ 9

𝐹𝑣𝑝= 31,5 [kg]

3.6.7.2 Fuerza del viento sobre los conductores

𝐹𝑣𝑐= 𝑛𝑐 ∙k∙ 𝐶 ∙ 𝑞 ∙ 𝑓 (𝑎1+𝑎2

2)

Dónde:

𝐹𝑣𝑐: Fuerza del viento sobre los conductores.

𝑛𝑐: Número de conductores.

𝑎1 y 𝑎2: Semivanos adyacentes


Si V < 30 [𝑚

𝑠] (110[

𝑘𝑚

ℎ])……………………….K=0,85

Si V > 30 [𝑚

𝑠] (110[

𝑘𝑚

ℎ])……………………….K=0,75

Se considera para 120 [𝑘𝑚

ℎ], k= 0,75.



202


q = 𝑉2

16 : Presión dinámica al viento [

𝑘𝑔

𝑚2].

V: Velocidad máxima del viento (33,33 [𝑚

𝑠] . ).

F: Superficie expuesta normalmente al viento (m), para los conductores se tomará su

diámetro externo (0,00365 [m]).

𝐹𝑣𝑐= 3 ∙0,75∙ 1,1 ∙33,332

16∙ 0,00365 ∙ (

143+143

2)

𝐹𝑣𝑐= 89,69 [kg]

3.6.7.3 Fuerza del viento sobre accesorios, crucetas y aisladores

𝐹𝑣𝑎𝑐𝑐= 10 [kg]

3.6.7.4 Fuerza resultante ejercida por el viento

𝐹𝑣 = 𝐹𝑣𝑝 + 𝐹𝑣𝑐 +𝐹𝑣𝑎𝑐𝑐

𝐹𝑣 =31,5+89,69+ 10

𝐹𝑣 = 131,2 [kg]


203

3.6.8 Verificación a la rotura

Según la reglamentación los coeficientes de seguridad para el cálculo de soportes de

madera serán los siguientes:

Para régimen de cargas normales: coeficiente 2,5.

Para régimen de cargas extraordinarias (emergencia): coeficiente 2.

En nuestro caso, tenemos estructuras de suspensión simple de madera y se consideró una

hipótesis de cargas normales, por lo tanto el coeficiente de seguridad será 2,5.

Para que el poste verifique, el esfuerzo de rotura del mismo debe ser mayor a 2,5 veces la

fuerza del viento:

𝐹𝑅 ≥ 2,5 ∙ 𝐹𝑣

𝐹𝑅 ≥ 2,5 ∙ 131,2 [kg]

400 [𝑘𝑔] ≥ 328 [kg]

VERIFICA.

3.6.9 Empotramiento de los soportes

Las longitudes de los soportes simplemente empotrados y las dimensiones de las

fundaciones serán calculadas para terrenos blandos por el método de POHL y MOHR y

terrenos rígidos por el método de SULZBERGER.

3.6.9.1 Coeficiente de seguridad al vuelco

En los soportes simplemente empotrados o fundados se comprobará el coeficiente de

seguridad al vuelco, que es la relación entre los momentos estabilizantes mínimos y el

momento de vuelco máximo motivado por las reacciones externas.

El coeficiente de seguridad no deberá ser inferior a los prescriptos por el método de

SULZBERGER para terrenos rígidos y para los restantes métodos los siguientes valores:

Hipótesis normales………………………..1,5

Hipótesis excepcionales…………………...1,2

3.6.9.2 Verificación del poste sostén

Se verifica la altura de empotramiento por el método de Sulzbeger.


204

𝑀𝑆 + 𝑀𝑏 ≥ 𝑆 ∙ 𝑀𝑉

Dónde:

𝑀𝑉: Momento de vuelco [kg∙cm].

𝑀𝑆: Momento de encastramiento lateral [kg∙cm].

𝑀𝑏: Momento de reacción de fondo [kg∙cm].

S: Coeficiente de relación entre los momentos estabilizantes.

3.9.3 Cálculo de la tierra gravante

Datos necesarios para el cálculo:

Datos del suelo

Naturaleza del terreno: Arcilla medio dura seca

Peso específico (γ):1700 [𝑘𝑔

𝑚3]

Presión admisible (σ):1,8 [𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

Índice de compresibilidad (Ct2)* 5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

Índice de compresibilidad (Cb) **, 𝐶𝑏2=2∙5

2 = 5 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

Ángulo de la tierra gravante (ß): 8 [º]

Ángulo de fricción interna: 25 [º]

(*) El índice de compresibilidad se refiere a la profundidad de 2 [m].

(**) Este índice de compresibilidad se refiere a la profundidad de empotramiento.

Datos del Poste

Denominación IRAM: 11/400/12

Fuerza en la cima [kg]: 131,2

Altura libre del poste [m]: 9

Longitud de empotramiento [m]: 2

Diámetro del poste en el empotramiento [m]: 0,192

Peso del poste [kg]: 270

Para el cálculo de la tierra gravante se utilizará la siguiente ecuación:


205

𝐺𝑡𝑔 = 𝛾𝑡 ∙ [𝜋 ∙ 𝜏

12∙ (𝐷2 + 𝐷 ∙ 𝜑𝑏 + 𝜑𝑏

2) −𝜋 ∙ 𝜑𝑏

2 ∙ 𝜏

4]

𝐺𝑡𝑔: Peso de la tierra gravante [kg].

𝛾𝑡: Peso específico de la tierra (1700 [𝑘𝑔

𝑚3]).

𝜏: Profundidad del empotramiento (2 [m]).

Cálculo de D

D = 𝐷𝑒 + 2 ∙ 𝑋

Dónde:


𝑋 = 𝜏 ∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛽)

𝛽: Ángulo de tierra gravante (8°).


𝑋 = 2 ∙ 𝑇𝑎𝑛(8)

𝑋 = 0,28

D = 0,192 + 2 ∙ 0,28

D = 0,752[m]

Cálculo del diámetro en la base del poste (𝜑𝑏)

𝜑𝑏 = 𝐷𝐶 + 0,8 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ ℎ𝑝

𝜑𝑏 = 12[𝑐𝑚] + 0,8 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ 11[m]

𝜑𝑏 = 20,8[𝑐𝑚]

Cálculo de la tierra gravante (𝐺𝑡𝑔)

𝐺𝑡𝑔 = 1700 ∙ [𝜋 ∙ 2

12∙ (0,7522 + 0,752 ∙ 0,208 + 0,2082) −

𝜋 ∙ 0,2082 ∙ 2

4]

𝐺𝑡𝑔=565,57 [kg]


206

3.6.9.4 Cálculo del peso total

El peso de toda la estructura es el que resulta de sumar el peso del poste (𝐺𝑝), el peso de la

cruceta (𝐺𝑐𝑟𝑢), el peso de los aisladores y los accesorios (𝐺𝑎𝑐𝑐), el peso de los conductores

en los semivanos adyacentes (𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑) y el peso de la tierra gravante (𝐺𝑡𝑔):

𝐺𝑝 = 270 [𝑘𝑔]

𝐺𝑐𝑟𝑢 = 35 [𝑘𝑔]

𝐺𝑎𝑐𝑐 = 10 [𝑘𝑔]

𝐺𝑡𝑔 = 565,57 [𝑘𝑔]

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 𝜌0 ∙ 𝑎 ∙ 𝑛𝑐

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 0,082 ∙ 143 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 35,17 [𝑘𝑔]

Peso total del conjunto:

𝐺 = 915,74 [𝑘𝑔]

3.6.9.5 Cálculo de los momentos estabilizantes (𝑴𝒔 𝒚 𝑴𝒃)

Para el cálculo de los momentos estabilizantes de una estructura directamente enterrada sin

fundación se utilizaron las siguientes expresiones.

Se calculara 𝑇𝑎𝑛(𝛼1) para ver qué expresión se utilizará en el cálculo del momento de

encastramiento lateral (MS):

𝑇𝑎𝑛(𝛼1) =8,8 ∙ 𝜇 ∙ 𝐺

𝐷𝑏 ∙ 𝜏2 ∙ 𝐶𝑡

Dónde:

𝐺: Peso total del conjunto (915,74 [𝑘𝑔]).

𝜇 : Coeficiente de fricción (𝜇 = 0,4).


𝐶𝑡2= Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad del empotramiento (2 [m]),

5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


207

𝐷𝑏: Diámetro en la base del poste (20,8 [𝑐𝑚] ).

𝑇𝑎𝑛(𝛼1) =8,8 ∙ 0,4 ∙ 915,74 [𝑘𝑔]

20,8[𝑐𝑚] ∙ (200[𝑐𝑚])2 ∙ 5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

𝑇𝑎𝑛(𝛼1) = 0,00077 < 0,01

Como 𝑇𝑎𝑛(𝛼1) <0,01 nos indica que debemos utilizar la fórmula siguiente para el cálculo

del momento de encastramiento lateral:

𝑀𝑠 =𝐷𝑏 ∙ 𝜏3 ∙ 𝐶𝑡2

52,8∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛼1)

Dónde:


𝐶𝑡2: Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad del empotramiento (2 [m]),

5[𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


𝑇𝑎𝑛(𝛼1) = 0,01

𝑀𝑠 =20,8[𝑐𝑚] ∙ (200[𝑐𝑚])3 ∙ 5 [

𝑘𝑔𝑐𝑚3]

52,8∙ 0,01

𝑀𝑠 = 1575,75 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]

Para el momento de reacción del fondo (MB), tenemos:

𝑇𝑎𝑛(𝛼2) =5,1 ∙ 𝐺

𝐷𝑏3 ∙ 𝐶𝑏

Dónde:


𝐶𝑏2: Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad del empotramiento (2 [m]),

5[𝑘𝑔

𝑐𝑚3].



208

𝑇𝑎𝑛(𝛼2) =5,1 ∙ 915,74 [𝑘𝑔]

(20,8[𝑐𝑚])3 ∙ 5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

𝑇𝑎𝑛(𝛼2) = 0,10 > 0,01

Como 𝑇𝑎𝑛(𝛼2) >0,01 nos indica que debemos utilizar la fórmula siguiente para el cálculo

del momento de reacción del fondo:

𝑀𝑏 =𝜋 ∙ (𝐷𝑏 )

4 ∙ 𝐶𝑏2

64∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛼2)

Dónde:

𝐶𝑡2: Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad del empotramiento (2 [m]),

5[𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


𝑇𝑎𝑛(𝛼2) = 0,01

𝑀𝑏 =𝜋 ∙ (20,8[𝑐𝑚])4 ∙ 5 [

𝑘𝑔𝑐𝑚3]

64∙ 0,01

𝑀𝑏 = 4,59 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]

3.6.9.6 Cálculo del momento de vuelco

𝑀𝑣 = 𝐹𝑣 ∙ (ℎ𝑙 +2

3∙ 𝜏)

Dónde:

𝐹𝑣: Fuerza total del viento(131,2 [kg])



𝑀𝑣 = 131,2 ∙ (9 +2

3∙ 2)


209

𝑀𝑣 = 1355,8 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]

3.6.9.7 Verificación al vuelco

A continuación se verificará la estabilidad del poste:

Como la razón entre 𝑀𝑠 y 𝑀𝑏 es mayor a uno, el coeficiente de Sulzberger es s=1.

Ms/Mb 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

S 1,5 1,383 1,367 1,26 1,208 1,15 1,115 1,075 1,04 1,017 1

𝑀𝑠 + 𝑀𝑏 ≥ 𝑀𝑣

1575,75 + 4,59 > 1355,8

1580 [𝑘𝑔. 𝑚] > 1355,8 [𝑘𝑔. 𝑚]

Verificándose que con un poste directamente enterrado a 2 [m] de profundidad el momento

de vuelco es menor a los momentos estabilizantes.

3.6.9.8 Verificación de la tensión admisible del terreno

𝐺

𝑎 ∙ 𝑏≤ 𝜎𝑎𝑑𝑚𝑡

Dónde:

𝐺: Peso total [kg].

𝜎𝑎𝑑𝑚𝑡: Presión admisible del terreno (1,8 [𝑘𝑔

𝑐𝑚2]).

𝑎 ∙ 𝑏 =𝜋∙𝐷𝑏

2

4 =

𝜋∙(20,8[𝑐𝑚])2

4 =339,8 [𝑐𝑚2]

El peso de toda la estructura que favorecerá el hundimiento (no se considera el peso de la

tierra gravante), resulta de sumar el peso del poste (𝐺𝑝), el peso de la cruceta (𝐺𝑐𝑟𝑢), el peso

de los aisladores y los accesorios (𝐺𝑎𝑐𝑐) y el peso de los conductores en los semivanos

adyacentes (𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑).

𝐺𝑝 = 270 [𝑘𝑔]


210


𝐺𝑎𝑐𝑐 = 10[𝑘𝑔]


𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 0,082 ∙ 143 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 35,17 [𝑘𝑔]

Peso total:

𝐺 = 350,17 [𝑘𝑔]

Con lo cual:

350,17

339,8= 1,03 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

1,03 [𝑘𝑔

𝑐𝑚2] <1,8 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

Con lo cual se puede ver que la estructura no se hunde en el terreno.

En conclusión, los postes utilizados para sostén son:

6 POSTES 11/400/12

3.7 Cálculo de estructura en suspensión terminal (soporte terminal)

A las estructuras de suspensión terminal se las calculará para un vano 143 [m], una flecha

máxima sin viento de 1,3215 [m] que corresponde al estado I, el tiro máximo al que se

verán sometidos cada uno de los conductores T=378,65 [kg] que corresponde al estado III y

las siguientes consideraciones:

Se tuvo en cuenta las hipótesis de cálculo de soportes detalladas a continuación indicadas

en la reglamentación.

3.7.1 Hipótesis de cálculo

Hipótesis 5.a

Tiro máximo de todos los cables, simultáneamente carga del viento correspondiente al

estado de solicitación máxima de los conductores, sobre cables en el semivano


211

adyacente, sobre poste, cruceta, aisladores, y accesorios en dirección perpendicular a la

línea.

Hipótesis 5.b

Tiro de todos los cables correspondientes al estado del viento máximo y simultáneamente

carga del viento máximo sobre cables en el semivano adyacente, sobre postes, crucetas,

aisladores y accesorios en dirección perpendicular a la línea.

Nota: como el vano es mayor que el crítico, las hipótesis 5a) y 5b) son coincidentes.



definiciones:

c) Zona urbana: Zonas o centro fraccionados en manzana. A tal fin se define

como manzanas a las fracciones limitadas por calle con superficie no mayor a

1,5 hectáreas.

d) Zona rural: quedan definidas como tal las zonas no comprendidas en la





212


reglamentación.

Tensiones de 33 [kV], 13,2[kV] y sus derivaciones monofásicas

Zona rural


33 [kV]………………..6 [m]

13,2 [kV]…..…………5,5 [m]

Neutro……………….4,5 [m]





Los postes de hormigón se empotrarán con fundación.

En lo que respecta a las dimensiones de las fundaciones de hormigón se tuvieron en cuenta

las siguientes limitaciones:

Empotramiento mínimo del soporte de hormigón armado de cualquier clase dentro

del macizo; 1/11 de la longitud total.

Espesor de la pared de las fundaciones, será como mínimo de 0,15 [m]; no se

considerara como espesor útil el sello de hormigón que se introduce entre el poste y

la fundación.

Teniendo en cuenta el espesor del fondo de la fundación, cuando se utilice

hormigón simple, la parte del macizo que excede los 1/11 de empotramiento del

soporte tendrá como mínimo 0,20[m] y como máximo 1/3 de la altura total de la

fundación.


Teniendo en cuenta el empotramiento mínimo, la altura libre en el medio del vano (ℎ𝑙𝑚𝑖𝑛),

la flecha máxima (𝑓𝐼) y la altura de los aisladores (ℎ𝑎𝑖𝑠𝑙) se calculará la altura mínima del

poste:


213


11 +𝑓𝐼+ℎ𝑙𝑚𝑖𝑛

Dónde:

ℎ𝑙𝑚𝑖𝑛= 7,5 [m]

𝑓𝐼 =1,3215 [m]

Con lo cual:

𝐻𝑝 ≥1,3215 + 7,5

0,91

𝐻𝑝 ≥ 9,7 [m]

Se seleccionó un poste de hormigón teniendo en cuenta la dimensión de la fundación a

utilizar con las siguientes características:

𝐻𝑝=10,5 [m]

𝐷𝑐=26 [cm]

𝐺𝑝=1620 [kg]

𝐹𝑅 =1800 [kg]

𝐹𝑁 =600 [kg]

Dónde FN es el esfuerzo nominal del poste, que es un tercio del esfuerzo de rotura FR del

poste.

Con las dimensiones del poste adoptado calculamos las dimensiones del empotramiento

real y el diámetro en el empotramiento.


𝑒𝑝 ≥10,5

11

𝑒𝑝 ≥ 0,95 [m]

Se tomará un empotramiento 𝑒𝑝=1,5 [m], de esta forma la altura libre del poste de

hormigón será 9 [m].


214


𝐷𝑒 = 𝐷𝐶 + 1,5 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ ℎ𝑙

𝐷𝑒 = 26[𝑐𝑚] + 1,5 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ 9 [m]

𝐷𝑒 = 39.5 [𝑐𝑚]


La fuerza a la que se ve sometido el poste debido al viento está constituida por la fuerza





6) ∙ ℎ𝑙

Dónde:



Se toma k=1 para determinar la presión del viento sobre estructuras soporte.

C. Coeficiente de presión dinámica, se tomará de la siguiente tabla:


215


q = 𝑉2

16 : Presión dinámica al viento[

𝑘𝑔

𝑚2].


𝑠] ).




𝐹𝑣𝑝= 1∙ 0,7 ∙33,332

16∙ (

2∙0,26+0,395

6) ∙ 9

𝐹𝑣𝑝= 66,7 [kg]

3.7.7.2 Fuerza del viento sobre el transformador

𝐹𝑣𝑡= k∙ 𝐶 ∙ 𝑞 ∙ 𝐷 ∙ ℎ𝑡

Dónde:

𝐹𝑣𝑝: Fuerza del viento sobre el transformador


Se toma k=1 para determinar la presión del viento sobre estructuras.



216


q = 𝑉2


𝑘𝑔

𝑚2].


𝑠] ).

ℎ𝑙: Altura del transformador (1,45 [m]).

𝐷: Diámetro del transformador (0,415 [m]).

𝐹𝑣𝑡= 1∙ 0,7 ∙33,332

16∙ 0,415 ∙ 1,45

𝐹𝑣𝑡= 29,24 [kg]

3.7.7.3 Fuerza del viento sobre los conductores

𝐹𝑣𝑐= 𝑛𝑐 ∙k∙ 𝐶 ∙ 𝑞 ∙ 𝑓 (𝑎

2)

Dónde:



a: Semivano adyacente



217

Si V < 30 [𝑚

𝑠] (110[

𝑘𝑔

ℎ])……………………….K= 0,85

Si V > 30 [𝑚

𝑠] (110[

𝑘𝑔

ℎ])……………………….K= 0,75

Se considera para 120[𝑘𝑔

ℎ], k= 0,75.



q = 𝑉2

16 : Presión dinámica al viento [

𝑘𝑔

𝑚2].


𝑠] ).

F: Superficie expuesta normalmente al viento [m], para los conductores se tomará su

diámetro externo (0,00365 [m]).

𝐹𝑣𝑐= 3 ∙0,75∙ 1,1 ∙33,332

16∙ 0,00365 ∙ (

143

2)

𝐹𝑣𝑐= 44,84 [kg]

3.7.7.4 Fuerza del viento sobre los accesorios, crucetas y aisladores



218


𝐹𝑣 = 𝐹𝑣𝑝 + 𝐹𝑣𝑐 + 𝐹𝑣𝑡 + 𝐹𝑣𝑎𝑐𝑐

𝐹𝑣 = 66,7 + 29,24 + 44,84 + 10

𝐹𝑣 = 150,85 [kg]



hormigón armado serán los siguientes:

De hormigón común: coeficiente 2.

De hormigón pre comprimido: coeficiente 1,75.

En nuestro caso, tenemos una estructura de suspensión terminal de hormigón armado y se

consideró una hipótesis de cargas normales, por lo tanto el coeficiente de seguridad será 2.

Para que el poste verifique, el esfuerzo de rotura del mismo debe ser mayor a 2 veces el

módulo de fuerzas formado por el tiro máximo de los tres conductores más los esfuerzos

debidos al viento sobre todos los elementos de las estructuras:

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 3 ∙ 𝑇3

𝑇𝑚𝑎𝑥: Tiro máximo [kg].

𝑇3: Tiro correspondiente al estado de mayores solicitaciones, el cual corresponde al estado

III de máximo viento.

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 3 ∙278,236

𝑇𝑚𝑎𝑥 =834,7 [kg]

Fuerza del viento: 150,85 [kg]

Resultante de fuerzas:

𝑅 = √𝑇𝑚𝑎𝑥2 + 𝐹𝑣

2

𝑅 = √834,72 + 150,852

𝑅 = 848,22 [𝑘𝑔]

Con lo cual:

𝐹𝑅 ≥ 2 ∙ 𝑅

𝐹𝑅 ≥ 2 ∙ 848,22 [kg]


219

1800 [𝑘𝑔] ≥ 1696,44 [kg]

VERIFICA.

3.7.9 Empotramiento y fundación de los soportes





En los soportes simplemente empotrados o fundados se comprobara el coeficiente de


momento volcador máximo motivado por las reacciones externas.





3.7.9.2 Verificación del poste terminal

Se verifica la fundación por el método de Sulzbeger.


Dónde:




S: Coeficiente de relación entre los momentos

estabilizantes.


220

3.7.9.3 Cálculo de la tierra gravante


Datos del suelo


Peso específico (γ):1700 [kg

m3]


𝑐𝑚2]


𝑐𝑚3]

Índice de compresibilidad (Ct1.8)* 𝐶𝑏1,8=1,8∙5

2 = 4,5 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

Índice de compresibilidad (Cb1,8)**,𝐶𝑏1,8=1,8∙5

2 = 4,5 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚3]





Datos del Poste

Denominación IRAM: 10,5/600/3

Fuerza en la cima [kg]: 848,22[𝑘𝑔]

Altura libre del poste [m]: 9

Longitud de empotramiento [m]: 1,8

Diámetro del poste [m]: 0,26


𝛾ℎ=Peso específico del hormigón (2200 [𝑘𝑔

𝑚3]).

3.7.9.4 Dimensionado de la fundación

Profundidad máxima admitida de la fundación:

𝜏=1,5+𝜏

3

𝜏=3

2∙ 1,5 = 2,25 [𝑚]


221

Profundidad mínima admitida de la fundación:

𝜏=1,5 + 0.2 = 1,7 [𝑚]

Lado de la fundación:

𝑎 = 𝐷𝑏 + 2 ∙ 20

𝑎 = 26 + 1,5 ∙ 𝐻𝑝 + 2 ∙ 20

𝐻𝑝: Altura del poste (10,5 [m]).

𝐷𝑏: Diámetro en la base [cm].

𝑎: Lado de la fundación [m].

𝑎 = 26 + 1,5 ∙ 10,5 + 2 ∙ 20

𝑎 = 0,817 [𝑚].

Con lo cual se tomara una fundación con las siguientes dimensiones:

𝑎 = 0,85 [𝑚]

𝜏=1,8 [m]

Lo primero a calcular es el peso de la tierra gravante teniendo en cuenta que la fundación

tiene sección cuadrada, el bloque de tierra gravante tendrá forma piramidal de sección

cuadrada y su peso se determinará con la siguiente expresión:

𝐺𝑡𝑔 = 𝛾𝑡(∙𝜏

3[𝑆𝑚 + 𝑠𝑛 + √𝑆𝑚 ∙ 𝑠𝑛] − 𝑎2 ∙ 𝜏)

𝑆𝑚 = (2 ∙ 𝜏 ∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛽) + 𝑎)2

𝑠𝑛 = 𝑎2


222



𝑚3]).

𝜏: Profundidad de la fundación (1,8 [m]).

𝑎: Lado de la fundación (0,85 [m]).

Ángulo de la tierra gravante (ß): 8 [º].

𝑆𝑚 = (2 ∙ 1,8 ∙ 𝑇𝑎𝑛(8) + 0,85)2

𝑆𝑚 = 1,84 [𝑚2]

𝑠𝑛 = 0,852

𝑠𝑛 = 0,72 [𝑚2]

𝐺𝑡𝑔 = 1700 ∙ (1,8

3[1,84 + 0,72 + √1,84 ∙ 0,72 ] − 0,852 ∙ 1.8)

𝐺𝑡𝑔 = 1574,36 [kg].

Peso de la fundación:

𝐺𝑓 = 𝛾ℎ ∙ [𝑎2 ∙ 𝜏 −𝜋 ∙ 𝐷𝑏

2

4∙ 𝑒𝑝]

𝛾ℎ : Peso específico del hormigón (2200 [𝑘𝑔

𝑚3]).

𝐺𝑓: Peso de la fundación [kg].

𝑎2 ∙ 𝜏: Volumen de la fundación empotrado (1,3 [𝑚3]).

𝐷𝑏: Diámetro de la base del poste de hormigón (0,417 [m]).

𝑒𝑝: Profundidad de empotramiento del poste (1,5 [m]).

𝐺𝑓 = 2200 ∙ [1,3 −𝜋 ∙ 0,4172

4∙ 1,5]

𝐺𝑓 = 2409,3 [kg]



cruceta (𝐺𝑐𝑟𝑢), el peso de los aisladores y los accesorios (𝐺𝑎𝑐𝑐), el peso de los conductores


223

en los semivanos adyacentes (𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑), el peso de la tierra gravante (𝐺𝑡𝑔), el peso de la

fundación(𝐺𝑓) y el peso del transformador (𝐺𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜).

𝐺𝑝 = 1620 [𝑘𝑔]


𝐺𝑎𝑐𝑐 = 10 [kg]

𝐺𝑡𝑔 = 1574,36 [𝑘𝑔]

𝐺𝑓 = 2409,3 [kg]

𝐺𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = 300 [𝑘𝑔]


𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 0,082 ∙ 143 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 35,17 [kg]


𝐺 = 6479 [𝑘𝑔]


Para el cálculo de los momentos estabilizantes para una estructura empotrada con


Se calculó 𝑇𝑎𝑛(𝛼1) para ver qué expresión se utilizará en el cálculo del momento de


𝑇𝑎𝑛(𝛼1) =4,5 ∙ 𝜇 ∙ 𝐺

a ∙ 𝜏2 ∙ 𝐶𝑡

Dónde

𝐺: Peso total del conjunto (6479 [𝑘𝑔]).

𝜇 : Coeficiente de fricción del terreno con el hormigón (𝜇 = 0,4).


𝐶𝑡2: Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad de la fundación (2 [m]),

𝐶𝑡2 =5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


224

𝐶𝑡1,8 =4,5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


𝑇𝑎𝑛(𝛼1) =4,5 ∙ 0,4 ∙ 6479 [𝑘𝑔]

85[𝑐𝑚] ∙ (180[𝑐𝑚])2 ∙ 4,5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

𝑇𝑎𝑛(𝛼1) = 0,0009 < 0,01

Como 𝑇𝑎𝑛(𝛼1) < 0,01 nos indica que la estructura pivotea sobre el baricentro de la

fundación y que debemos utilizar la fórmula siguiente para el cálculo del momento de

encastramiento lateral:

𝑀𝑠 =1,414 ∙ 𝑎 ∙ 𝜏3 ∙ 𝐶𝑡2

36∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛼1)

Dónde:

𝜏: Profundidad del empotramiento (1,8 [m]).



𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,8 =4,5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].

𝑎=Lado de la fundación (0,85 [m]).

𝑇𝑎𝑛(𝛼1) = 0,01

𝑀𝑠 =1,414 ∙ 85 ∙ 1803 ∙ 4,5

36∙ 0,01

𝑀𝑠 = 8761,8 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]


𝑇𝑎𝑛(𝛼2) =1,414 ∙ 𝐺

𝑎3 ∙ 𝐶𝑏

Dónde:




𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,8 =4,5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


225


𝑇𝑎𝑛(𝛼2) =1,414 ∙ 6479[𝑘𝑔]

(85[𝑐𝑚])3 ∙ 4,5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

𝑇𝑎𝑛(𝛼2) = 0,0033 < 0,01

Como 𝑇𝑎𝑛(𝛼2) < 0,01 nos indica que debemos utilizar la fórmula siguiente para el cálculo


𝑀𝑏 = 𝐺 ∙ (0,707 ∙ 𝑎 −1

2∙ √

3 ∙ 𝐺

𝐶𝑏 ∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛼)

3

)

Dónde:


𝐶𝑡2: Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad de la fundación (2 [m]), 𝐶𝑡2 = 5

[𝑘𝑔

𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,8 =4,5 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


𝑇𝑎𝑛(𝛼2) = 0,01

𝑀𝑏 = 6479 ∙ (0,707 ∙ 85 −1

2∙ √

3 ∙ 6479

4,5 ∙ 0,01

3

)

𝑀𝑏 = 1444,7 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]


𝑀𝑣 = 𝐹 ∙ (ℎ𝑙 +2

3∙ 𝜏)

Dónde:

𝐹: Fuerza total (848,22 [𝑘𝑔])




226

𝑀𝑣 = 848,22 ∙ (9 +2

3∙ 1,8)

𝑀𝑣 = 8651,84 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]




Ms/Mb 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

S 1,5 1,383 1,367 1,26 1,208 1,15 1,115 1,075 1,04 1,017 1


8761,8 + 1444,7 > 8651,84

10206,5 [kg. m] > 8651,84 [𝑘𝑔. 𝑚]

Verificándose que con un poste de hormigón empotrado 1,5 [m] en una fundación de

profundidad 1,8 [m], el momento de vuelco es menor a los momentos estabilizantes.


𝐺

𝑎2≤ 𝜎𝑎𝑑𝑚𝑡

Dónde:


𝜎𝑎𝑑𝑚𝑡: Presión admisible del terreno (1,8[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]).



tierra gravante), resulta de sumar el peso del poste (𝐺𝑝), el peso de la cruceta (𝐺𝑐𝑟𝑢), el peso

de los aisladores y los accesorios (𝐺𝑎𝑐𝑐), el peso de los conductores en los semivanos

adyacentes (𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑), el peso de la fundación y el peso del trasformador (𝐺𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜):

𝐺𝑝 = 1620 [𝑘𝑔]




227

𝐺𝑓 = 2409,3 [kg]

𝐺𝑡𝑟𝑎𝑓𝑜 = 300 [kg]


𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 0,082 ∙ 143 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑 = 35,17 [kg]

Peso total:

𝐺 = 4904,4 [𝑘𝑔]

Con lo cual:

4904,4

7225= 0,678 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

0,678 [𝑘𝑔

𝑐𝑚2] < 1,8 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]


En conclusión, el poste utilizado para el terminal es:

1 Poste de hormigón armado 10,5/600/3

3.8 Cálculo de estructura soporte sostén-terminal para derivación

A las estructuras de suspensión terminal y sostén se las calculará para un vano 143 [m],

una flecha máxima sin viento de 1,3215 [m] que corresponde al estado I, el tiro máximo al

que se verán sometidos cada uno de los conductores T=278,65 [kg] que corresponde al

estado III y las siguientes consideraciones:

Se tuvo en cuenta las hipótesis de cálculo de soportes detalladas a continuación indicadas

en la reglamentación.

3.8.1 Hipótesis de Cálculo

Hipótesis 6.a

Tiro máximo de todos los cables de la línea terminal, simultáneamente carga del viento

correspondiente al estado de solicitación máxima de los conductores, sobre cables en el


228

semivano adyacente, sobre poste, cruceta, aisladores, y accesorios en dirección

perpendicular a la línea terminal.

Hipótesis 6.b

Tiro de todos los cables de la línea terminal correspondientes al estado del viento

máximo y simultáneamente carga del viento máximo sobre cables en el semivano

adyacente, sobre postes, crucetas, aisladores y accesorios en dirección perpendicular a la

línea terminal.

Nota: como el vano es mayor que el crítico, las hipótesis 6a) y 6b) son coincidentes.

Hipótesis 6.c

Carga del viento máximo en dirección perpendicular a la línea suspendida sobre cables en

ambos semivanos adyacentes, sobre poste, cruceta, aisladores y accesorios y

simultáneamente, tiro de los cables terminales a la temperatura del estado de viento

máximo sin considerar la acción de este sobre la línea terminal.

De las tres hipótesis se consideró la más desfavorable, por lo cual se realizó el cálculo del

soporte sostén terminal según la hipótesis 6.c.


229



definiciones:

e) Zona urbana: Zonas o centro fraccionados en manzana. A tal fin se define

como manzanas a las fracciones limitadas por calle con superficie no mayor a

1,5 hectáreas.

f) Zona rural: quedan definidas como tal las zonas no comprendidas en la





reglamentación.

Tensiones de 33 [kV], 13,2 [kV] y sus derivaciones monofásicas

Zona rural


33 [kV]………………..6 [m]

13,2 [kV]…..…………5,5 [m]

Neutro……………….4,5 [m]





Los postes de hormigón se empotrarán con fundación.

En lo que respecta a las dimensiones de las fundaciones de hormigón se tuvieron en cuenta

las siguientes limitaciones:

Empotramiento mínimo del soporte de hormigón armado de cualquier clase dentro

del macizo; 1/11 de la longitud total.


230

Espesor de la pared de las fundaciones, será como mínimo de 0,15 [m]; no se

considerara como espesor útil el sello de hormigón que se introduce entre el poste y

la fundación.

Teniendo en cuenta el espesor del fondo de la fundación, cuando se utilice

hormigón simple, la parte del macizo que excede los 1/11 de empotramiento del

soporte tendrá como mínimo 0,20 [m] y como máximo 1/3 de la altura total de la

fundación.


Para el cálculo del soporte sostén y terminal se consideró que se ubicara la cruceta para la

derivación a una altura de 9 [m]; a la vez se tuvo en cuenta que la separación entre la

cruceta de derivación y la de sostén de la línea troncal debe ser mayor a la distancia

mínima entre conductores en el centro del vano.

Dado que la disposición de los conductores de la línea troncal es triangular, se consideró

para el cálculo de la altura del poste la flecha de la línea troncal y el empotramiento

mínimo establecido por las normas.


11 +9 + 𝑑𝑚𝑖𝑛 + 𝑓

𝐼− ℎ𝑎𝑖𝑠𝑙

Dónde:

𝑑𝑚𝑖𝑛: Distancia minima entre conductores de la derivación (0,895 [m]).

𝑓𝐼 : Flecha del estado I, correspondiente al tramo troncal de la línea (0,5824 [m]).

ℎ𝑎𝑖𝑠𝑙: Altura de los aisladores (0,15 [m]).

Con lo cual:

𝐻𝑝 ≥9 + 0,895 + 0,5824 − 0,15

0,91

𝐻𝑝 ≥ 11,35 [m]

Se seleccionó un poste de hormigón teniendo en cuenta la dimensión de la fundación a

utilizar con las siguientes características:


231

𝐻𝑝=12 [m]

𝐷𝑐=26 [cm]

𝐺𝑝=2020 [kg]

𝐹𝑅 =1800 [kg]

𝐹𝑁 =600 [kg]

Dónde FN es el esfuerzo nominal del poste, que es un tercio del esfuerzo de rotura FR del

poste.

Con las dimensiones del poste adoptado calculamos las dimensiones del empotramiento

real y el diámetro en el empotramiento.


𝑒𝑝 ≥12

11

𝑒𝑝 ≥ 1,1 [m]

Se tomará un empotramiento 𝑒𝑝=1,5 [m], de esta forma la altura libre del poste de

hormigón será 10,5 [m].


𝐷𝑒 = 𝐷𝐶 + 1,5 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ ℎ𝑙

𝐷𝑒 = 26[𝑐𝑚] + 1,5 ∙ [𝑐𝑚

𝑚] ∙ 10,5 [m]

𝐷𝑒 = 41,75 [𝑐𝑚]


La fuerza a la que se ve sometido el poste debido al viento está constituida por la fuerza




232



6) ∙ ℎ𝑙

Dónde:



Se toma k=1 para determinar la presión del viento sobre estructuras soporte.



q = 𝑉2


𝑘𝑔

𝑚2].


𝑠] ).

ℎ𝑙: Altura libre del poste luego de considerar el empotramiento (10,5[m]).



𝐹𝑣𝑝= 1∙ 0,7 ∙33,332

16∙ (

2∙0,26+0,4175

6) ∙ 10,5


233

𝐹𝑣𝑝= 79,8 [kg]

3.8.7.2 Fuerza del viento sobre los conductores de la línea troncal

𝐹𝑣𝑐= 𝑛𝑐 ∙k∙ 𝐶 ∙ 𝑞 ∙ 𝑓 (𝑎1+𝑎2

2)

Dónde:



𝑎1 y 𝑎2: Semivanos adyacentes de la línea troncal (88,46 [m])


Si V < 30 [𝑚

𝑠] (110[

𝑘𝑔

ℎ])……………………….K= 0,85

Si V > 30 [𝑚

𝑠] (110[

𝑘𝑔

ℎ])……………………….K= 0,75

Se considera para 120[𝑘𝑔

ℎ], k=0,75.

C= Coeficiente de presión dinámica, se tomará de la siguiente tabla:



234

q = 𝑉2

16 = Presión dinámica al viento [

𝑘𝑔

𝑚2].

V = Velocidad máxima del viento (33,33 [𝑚

𝑠] ).

F= Superficie expuesta normalmente al viento [m], para los conductores se tomará su

diámetro externo (0,006675[m]).

𝐹𝑣𝑐= 3 ∙0,75∙ 1,1 ∙33,332

16∙ 0,006675 ∙ (

88,46+88,46

2)

𝐹𝑣𝑐= 101,46 [kg]

3.8.7.3 Fuerza del viento sobre los accesorios, crucetas y aisladores



Con lo que la fuerza total será:

𝐹𝑣 = 𝐹𝑣𝑝 + 𝐹𝑣𝑐 + 𝐹𝑣𝑎𝑐𝑐

𝐹𝑣 = 79,8 + 101,46 + 20

𝐹𝑣 = 201,3[kg]



hormigón armado serán los siguientes:

De hormigón común: coeficiente 2.

De hormigón pre comprimido: coeficiente 1,75.

En nuestro caso, tenemos una estructura de suspensión terminal de hormigón armado y se

consideró una hipótesis de cargas normales, por lo tanto el coeficiente de seguridad será 2.

Para que el poste verifique, el esfuerzo de rotura del mismo debe ser mayor a 2 veces el

módulo de fuerzas formado por el tiro máximo de los tres conductores más los esfuerzos

debidos al viento sobre todos los elementos de las estructuras:

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 3 ∙ 𝑇3

𝑇𝑚𝑎𝑥: Tiro máximo [kg].


235

𝑇3: Tiro correspondiente al estado de mayores solicitaciones, el cual corresponde al estado

III de máximo viento.

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 3 ∙278, 23

𝑇𝑚𝑎𝑥 =834,7 [kg]

Fuerza del viento: 201,3 [kg]

Resultante de fuerzas:

𝑅 = √𝑇𝑚𝑎𝑥2 + 𝐹𝑣

2

𝑅 = √834,72 + 201,32

𝑅 = 858,62 [𝑘𝑔]

Con lo cual:

𝐹𝑅 ≥ 2 ∙ 𝑅

𝐹𝑅 ≥ 2 ∙ 858,62 [kg]

1800 ≥ 1717,24 [kg]

VERIFICA.

3.8.9 Empotramiento y fundación del soporte





En los soportes simplemente empotrados o fundados se comprobará el coeficiente de


momento volcador máximo motivado por las reacciones externas.






236

3.8.9.2 Verificación del poste terminal

Se verifica la fundación por el método de Sulzbeger.


Dónde:




S: Coeficiente de relación entre los momentos

estabilizantes.

3.8.9.3 Cálculo de la tierra gravante


Datos del suelo


Peso específico (γ):1700 [kg

m3]


𝑐𝑚2]


𝑐𝑚3]

Índice de compresibilidad (Ct1, 9) **, 𝐶𝑡1,9=1,9∙5

2 = 4,75 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

Índice de compresibilidad (Cb 1,9) **, 𝐶𝑏1,9=1,9∙5

2 = 4,75 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚3]





Datos del Poste

Denominación IRAM: 12/600/3

Fuerza en la cima [kg]: 858,62 [𝑘𝑔]

Altura libre del poste [m]: 10,5

Longitud de empotramiento [m]: 1,5


237

Diámetro del poste [m]: 0,26


𝛾ℎ=Peso específico del hormigón (2200 [𝑘𝑔

𝑚3]).

3.7.9.4 Dimensionado de la fundación

Profundidad máxima admitida de la fundación:

𝜏=1,5+𝜏

3

𝜏=3

2∙ 1,5 = 2,25 [𝑚]

Profundidad mínima admitida de la fundación:

𝜏=1,5 + 0.2 = 1,7 [𝑚]

Lado de la fundación:

𝑎 = 𝐷𝑏 + 2 ∙ 20

𝑎 = 26 + 1,5 ∙ 𝐻𝑝 + 2 ∙ 20

𝐻𝑝: Altura del poste (12 [m]).

𝐷𝑏: Diámetro en la base [cm].

𝑎: Lado de la fundación [m].

𝑎 = 26 + 1,5 ∙ 12 + 2 ∙ 20

𝑎 = 0,84 [𝑚].

Con lo cual se tomara una fundación con las siguientes dimensiones:

𝑎 = 0,85 [𝑚]

𝜏=1,9 [m]

Lo primero a calcular es el peso de la tierra gravante teniendo en cuenta que la fundación

tiene sección cuadrada, el bloque de tierra gravante tendrá forma piramidal de sección

cuadrada y su peso se determinará con la siguiente expresión:

𝐺𝑡𝑔 = 𝛾𝑡(∙𝜏

3[𝑆𝑚 + 𝑠𝑛 + √𝑆𝑚 ∙ 𝑠𝑛] − 𝑎2 ∙ 𝜏)


238

𝑆𝑚 = (2 ∙ 𝜏 ∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛽) + 𝑎)2

𝑠𝑛 = 𝑎2



𝑚3]).



Ángulo de la tierra gravante (ß): 8 [º].

𝑆𝑚 = (2 ∙ 1,9 ∙ 𝑇𝑎𝑛(8) + 0,85)2

𝑆𝑚 = 1,915 [𝑚2]

𝑠𝑛 = 0,852

𝑠𝑛 = 0,72 [𝑚2]

𝐺𝑡𝑔 = 1700 ∙ (1,9

3[1,915 + 0,72 + √1,915 ∙ 0,72 ] − 0,852 ∙ 1.9)

𝐺𝑡𝑔 = 1767,59 [kg].

Peso de la fundación:

𝐺𝑓 = 𝛾ℎ ∙ [𝑎2 ∙ 𝜏 −𝜋 ∙ 𝐷𝑏

2

4∙ 𝑒𝑝]

𝛾ℎ : Peso específico del hormigón (2200 [𝑘𝑔

𝑚3]).

𝐺𝑓: Peso de la fundación [kg].

𝑎2 ∙ 𝜏: Volumen de la fundación empotrado (1,372 [𝑚3]).


239

𝐷𝑏: Diámetro de la base del poste de hormigón (0,44 [m]).

𝑒𝑝: Profundidad de empotramiento del poste (1,5 [m]).

𝐺𝑓 = 2200 ∙ [1,372 −𝜋 ∙ 0,442

4∙ 1,5]

𝐺𝑓 = 2516,62 [kg]



cruceta de hormigón (𝐺𝑐𝑟𝑢ℎ),peso de la cruceta de madera (𝐺𝑐𝑟𝑢𝑚), el peso de los

aisladores y los accesorios (𝐺𝑎𝑐𝑐), el peso de los conductores de la línea troncal en los

semivanos adyacentes (𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡), el peso de los conductores de la línea de derivación en los

semivanos adyacentes (𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑), el peso de la tierra gravante (𝐺𝑡𝑔) y el peso de la

fundación(𝐺𝑓).

𝐺𝑝 = 2020 [𝑘𝑔]

𝐺𝑐𝑟𝑢ℎ = 530 [𝑘𝑔]

𝐺𝑐𝑟𝑢𝑚 = 35 [𝑘𝑔]


𝐺𝑡𝑔 = 1767,59 [𝑘𝑔]

𝐺𝑓 = 2516,62 [kg]

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡 = 𝜌0 ∙ 𝑎 ∙ 𝑛𝑐

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡 = 0,1390 ∙ 88.46 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡 = 36,88 [kg]

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑 = 𝜌0 ∙ 𝑎 ∙ 𝑛𝑐

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑 = 0,082 ∙ 143 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑 = 35,17 [kg]


𝐺 = 6961,26 [𝑘𝑔]


240


Para el cálculo de los momentos estabilizantes para una estructura empotrada con


Se calculó 𝑇𝑎𝑛(𝛼1) para ver qué expresión se utilizará en el cálculo del momento de


𝑇𝑎𝑛(𝛼1) =4,5 ∙ 𝜇 ∙ 𝐺

a ∙ 𝜏2 ∙ 𝐶𝑡

Dónde


𝜇 : Coeficiente de fricción del terreno con el hormigón (𝜇 = 0,4).




𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,9 =4,75 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


𝑇𝑎𝑛(𝛼1) =4,5 ∙ 0,4 ∙ 6961,26 [𝑘𝑔]

85[𝑐𝑚] ∙ (190[𝑐𝑚])2 ∙ 4,75 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

𝑇𝑎𝑛(𝛼1) = 0,00086 < 0,01

Como 𝑇𝑎𝑛(𝛼1) < 0,01 nos indica que la estructura pivotea sobre el baricentro de la

fundación y que debemos utilizar la fórmula siguiente para el cálculo del momento de

encastramiento lateral:

𝑀𝑠 =1,414 ∙ 𝑎 ∙ 𝜏3 ∙ 𝐶𝑡2

36∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛼1)

Dónde:




𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,9 =4,75 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


241


𝑇𝑎𝑛(𝛼1) = 0,01

𝑀𝑠 =1,414 ∙ 85 ∙ 1903 ∙ 4,75

36∙ 0,01

𝑀𝑠 = 10877,27 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]


𝑇𝑎𝑛(𝛼2) =1,414 ∙ 𝐺

𝑎3 ∙ 𝐶𝑏

Dónde:


𝐶𝑡2: Índice de compresibilidad del terreno a la profundidad de la fundación (2 [m]), 𝐶𝑡2 =5

[𝑘𝑔

𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,9 =4,75 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].


𝑇𝑎𝑛(𝛼2) =1,414 ∙ 6961,26 [𝑘𝑔]

(85[𝑐𝑚])3 ∙ 4,75 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3]

𝑇𝑎𝑛(𝛼2) = 0,0034 < 0,01

Como 𝑇𝑎𝑛(𝛼2) < 0,01 nos indica que debemos utilizar la fórmula siguiente para el cálculo


𝑀𝑏 = 𝐺 ∙ (0,707 ∙ 𝑎 −1

2∙ √

3 ∙ 𝐺

𝐶𝑏 ∙ 𝑇𝑎𝑛(𝛼)

3

)

Dónde:

𝐺: Peso total del conjunto ( 6961,26 [𝑘𝑔]).



𝑐𝑚3].

𝐶𝑡1,9 =4,75 [𝑘𝑔

𝑐𝑚3].



242

𝑇𝑎𝑛(𝛼2) = 0,01

𝑀𝑏 = 6961,26 ∙ (0,707 ∙ 85 −1

2∙ √

3 ∙ 6961,26

4,75 ∙ 0,01

3

)

𝑀𝑏 = 1536,72 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]


𝑀𝑣 = 𝐹 ∙ (ℎ𝑙 +2

3∙ 𝜏)

Dónde:

𝐹: Fuerza total del viento (858,62 [𝑘𝑔]).

ℎ𝑙: Altura libre del poste luego de considerar el empotramiento (10,5 [m]).


𝑀𝑣 = 858,62 ∙ (10,5 +2

3∙ 1,9)

𝑀𝑣 = 10103,1 [𝑘𝑔 ∙ 𝑚]




Ms/Mb 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1

S 1,5 1,383 1,367 1,26 1,208 1,15 1,115 1,075 1,04 1,017 1


10877,27 + 1536,72 > 10103,1

12414 [kg. m] > 10103,1 [kg. m]

Verificándose que con un poste de hormigón empotrado 1,5 [m] en una fundación de

profundidad 1,9 [m], el momento de vuelco es menor a los momentos estabilizantes.


243


𝐺

𝑎2≤ 𝜎𝑎𝑑𝑚𝑡

Dónde:


𝜎𝑎𝑑𝑚𝑡: Presión admisible del terreno (1,9[𝑘𝑔

𝑐𝑚2]).



tierra gravante), resulta de sumar el peso del poste (𝐺𝑝), el peso de la cruceta de hormigón

(𝐺𝑐𝑟𝑢ℎ),el peso de la cruceta de madera (𝐺𝑐𝑟𝑢𝑚), el peso de los aisladores y los accesorios

(𝐺𝑎𝑐𝑐), el peso de los conductores de la línea troncal en los semivanos adyacentes

(𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡), el peso de los conductores de la línea de derivación en los semivanos adyacentes

(𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑) y el peso de la fundación(𝐺𝑓).

𝐺𝑝 = 2020 [𝑘𝑔]

𝐺𝑐𝑟𝑢ℎ = 530 [𝑘𝑔]

𝐺𝑐𝑟𝑢𝑚 = 35 [𝑘𝑔]


𝐺𝑓 = 2516,62 [kg]

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡 = 𝜌0 ∙ 𝑎 ∙ 𝑛𝑐

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡 = 0,1390 ∙ 88.46 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑡 = 36,88[kg]

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑 = 𝜌0 ∙ 𝑎 ∙ 𝑛𝑐

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑 = 0,082 ∙ 143 ∙ 3

𝐺𝑐𝑜𝑛𝑑𝑑 = 35,17 [kg]

Peso total:

𝐺 = 5193,67 [𝑘𝑔]

Con lo cual:


244

5193,67 [𝑘𝑔]

7225 [𝑐𝑚2]= 0,7188 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]

0,7188 [𝑘𝑔

𝑐𝑚2] < 1,8 [

𝑘𝑔

𝑐𝑚2]


En conclusión, el poste utilizado para el terminal es:

1 Poste de hormigón armado 12/600/3

3.9 Cálculo de caída de tensión

Caída de tensión máxima:

Para la red de distribución rural se consideró una caída de tensión máxima en los

diferentes tramos de acuerdo a la reglamentación:

Líneas de media tensión, desde las barras de alimentación hasta el transformador

de distribución más alejado, se consideró una caída de tensión máxima del 5%.

Desde el transformador de distribución y circuitos secundarios de baja tensión

hasta el punto de consumo más alejado, se consideró una caída de tensión

máxima del 5%.

Corriente en la línea de media tensión:

𝐼 =𝑆

√3 ∙ 𝑈

Dónde:

S: Potencia del transformador.

U: Tensión (13,2 [kV]).

𝐼 =31,5

√3 ∙ 13,2

𝐼 = 1,38[𝐴]

Datos del conductor de acero:

Resistencia eléctrica: 16.3 [Ω

𝑘𝑚]


245

Coeficiente de autoinducción:

𝐿 = [𝜇

2 ∙ 𝑛+ 4,6 ∙ 𝑙𝑜𝑔 (

𝐷

𝑟)] ∙ 10−4 [

𝐻

𝑘𝑚]

Dónde:

𝜇: Permeabilidad magnética del conductor (𝜇= 200 ).

n: Número de conductores por fase (n=1).

r: Radio del conductor (1,825 [mm])

Teniendo en cuenta las dimensiones de las crucetas seleccionadas se calcula el valor de la

separación media geométrica entre ejes de fases:

𝐷 = √𝑑1−2 ∙ 𝑑1−3 ∙ 𝑑2−33

𝐷 = √1370 ∙ 2240 ∙ 8703

𝐷 = 1387,27 [𝑚𝑚]

Con lo cual:

𝐿 = [200

2+ 4,6 ∙ 𝑙𝑜𝑔 (

1387,27

1,825)] ∙ 10−4

𝐿 = 0,011 [𝐻

𝑘𝑚]


246

Cálculo de la reactancia:

𝑋𝑙 = 2∙ 𝜋 ∙ 𝑓 ∙ 𝐿

𝑋𝑙 = 2∙ 𝜋 ∙ 50 ∙ 0,011

𝑋𝑙 = 3,45 [Ω

𝑘𝑚]

Cálculo de la impedancia:

𝑍 = √𝑅2 + 𝑋𝑙2

Dónde:

Z: Impedancia [Ω

𝑘𝑚].

R: Resistencia eléctrica (16.3 [Ω

𝑘𝑚]).

𝑍 = √16,32 + 3,452

𝑍 = 16,66 [Ω

𝑘𝑚]

Ahora se puede calcular la caída de tensión como:

∆𝑈 = √3 ∙ 𝐼 ∙ 𝑙 ∙ 𝑍

Dónde:

Z: Impedancia (16,66 [Ω

𝑘𝑚])

I: Corriente (1,38 [A]).

l: Largo de la línea (1 [km]).

∆𝑈 = √3 ∙ 1,38 ∙ 1 ∙ 16,66

∆𝑈 = 39,82 [𝑉]

Como el tendido de nuestra línea comienza desde otra con una tensión de 13 [kV], ya

tenemos una caída de 200 [V] a lo largo de la línea existente, entonces la caída total hasta el

transformador es:

∆𝑈𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 200 [𝑉] + 39,82[𝑉]

∆𝑈𝑡𝑜𝑡𝑎𝑙 = 239,82 [𝑉]


247

∆𝑈(%) =239,82 ∙ 100

13200

∆𝑈(%) = 1,82 % < 5 %

La caída de tensión es menor a la establecida por el reglamento.

3.10 Separación entre puesta a tierra de servicio y puesta a tierra de

protección

La PAT de servicio se efectuará mediante una perforación de 7 [m] de profundidad, y se

utilizará conductor de cobre de 35 [mm2] de sección, lo cual el radio equivalente será de:

𝑅𝑒 =𝑙

𝑙𝑛 (𝑙𝑑)

Dónde:

Re: Radio equivalente [m].

l: Longitud de la jabalina [m].

d: Diámetro de la jabalina [m].

𝑅𝑒 =7

𝑙𝑛 (7

0,00667)= 1

Distancia considerada tierra lejana: 10 x 1= 10 [m]

La puesta a tierra de protección más cercana a la subestación trasformadora (SET), deberá

colocarse a una distancia mínima mayor a 10 [m] de la puesta a tierra de servicio para

cumplir con la condición de tierra lejana.

3.11 Selección de fusibles de media tensión

Para seleccionar los fusibles correspondientes a la protección en Media Tensión se realizó

el siguiente cálculo:


248

𝐼 =𝑆

√3 ∙ 𝑈

Dónde:

S: potencia del transformador [kVA].

U: Tensión [kV].

I: corriente de proyecto [A].

Por lo tanto se obtiene:

𝐼 =31,5 [𝑘𝑉𝐴]

√3 ∙ 13,2 [𝑘𝑉]= 1,37 [𝐴]

Con dicho valor de corriente se utilizaron tablas de fabricantes y se seleccionó el

calibre inmediato superior, es decir 1,5 [A] de corriente nominal.

3.12 Tabla de tendido

Tabla de tendido eléctrico para un vano de 143 [m]

Derivación

Temp. [°C] A B σ [kg/mm2] Tiro [kg] Flecha (a=143)

10 -17.724 841.901 19.714 206.210 1.019

11 -17.548 841.901 19.714 206.210 1.019

12 -17.372 841.901 19.570 204.703 1.026

13 -17.196 841.901 19.426 203.203 1.034

14 -17.020 841.901 19.283 201.709 1.042

15 -16.844 841.901 19.141 200.221 1.049

16 -16.668 841.901 18.999 198.740 1.057

17 -16.492 841.901 18.859 197.265 1.065

18 -16.316 841.901 18.718 195.797 1.073


249

18 -16.316 841.901 18.718 195.797 1.073

20 -15.964 841.901 18.439 192.881 1.089

21 -15.788 841.901 18.301 191.433 1.098

22 -15.612 841.901 18.163 189.992 1.106

23 -15.436 841.901 18.026 188.559 1.114

24 -15.260 841.901 17.890 187.132 1.123

25 -15.084 841.901 17.754 185.714 1.131

26 -14.908 841.901 17.619 184.302 1.140

27 -14.732 841.901 17.485 182.898 1.149

28 -14.556 841.901 17.352 181.502 1.158

29 -14.380 841.901 17.219 180.114 1.167

30 -14.204 841.901 17.087 178.733 1.176

31 -14.028 841.901 16.956 177.361 1.185

32 -13.852 841.901 16.825 175.997 1.194

33 -13.676 841.901 16.696 174.641 1.203

34 -13.500 841.901 16.567 173.293 1.212

35 -13.324 841.901 16.439 171.954 1.222

36 -13.148 841.901 16.311 170.623 1.231

37 -12.972 841.901 16.185 169.301 1.241

38 -12.796 841.901 16.060 167.988 1.251

39 -12.620 841.901 15.935 166.683 1.261

40 -12.444 841.901 15.811 165.388 1.270

41 -12.268 841.901 15.688 164.101 1.280

42 -12.092 841.901 15.566 162.824 1.290

43 -11.916 841.901 15.445 161.556 1.301

44 -11.740 841.901 15.324 160.297 1.311

45 -11.564 841.901 15.205 159.047 1.321


250

3.13 Planimetría


251

4.

ANEXO

Práctica Profesional Supervisada · Práctica Profesional Supervisada Cálculo, diseño y...

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